Sulla sezione ridotta di tee a parete sottile, profili angolari e cruciformi dopo instabilità locale. Indagine sulla stabilità locale di profili trapezoidali a parete sottile con flessione longitudinale-trasversale Kholkin Evgeniy Gennadievich Descritto

dove p è il numero dell'iterazione corrente; vt è la velocità totale del metallo che scorre sulla 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 snervamento in funzione dei parametri del metallo deformabile, in un dato punto; - Voltaggio medio; - Intensità della velocità di deformazione; x0 - velocità di deformazione della compressione a tutto tondo; Kt - fattore di penalizzazione per la velocità di scorrimento del metallo sull'utensile (specificato dal metodo di iterazione) Kn - fattore di penalizzazione per la penetrazione del metallo nell'utensile; m - viscosità condizionale del metallo, affinata con il metodo delle approssimazioni idrodinamiche; - tensione di tensione o ristagno durante il rotolamento; Fn è l'area della sezione trasversale dell'estremità del tubo a cui viene applicata la tensione o il supporto.
Calcolo della deformazione- Limite di velocità comprende la distribuzione dello stato delle deformazioni lungo le tribune lungo il diametro, il valore richiesto del coefficiente di tensione plastica secondo lo stato Ztot, il calcolo dei rapporti di stiro, i diametri dei rulli dei rulli e la velocità dei motori di azionamento principali , tenendo conto delle caratteristiche del suo design.
Per le prime gabbie del mulino, compresa la prima gabbietta che rotola, e per l'ultima, posta dopo l'ultima gabbietta, che rotola, i coefficienti di tensione plastica in esse Zav.i sono inferiori allo Ztot richiesto. A causa di tale distribuzione dei coefficienti di tensione plastica su tutte le gabbie del mulino, lo spessore della parete calcolato in uscita da esso è maggiore del necessario lungo il percorso di riduzione. Per compensare l'insufficiente capacità di traino dei rotoli delle tribune poste nella prima e dopo le ultime gabbie che vengono laminate, è necessario, mediante un calcolo iterativo, trovare un valore Ztotal tale che gli spessori di parete calcolati e specificati all'uscita dallo stato sono gli stessi. Maggiore è il valore del coefficiente totale richiesto di tensione plastica secondo lo stato Ztotal, maggiore è l'errore nella sua determinazione senza calcolo iterativo.
Dopo che i calcoli iterativi hanno calcolato i coefficienti di tensione plastica anteriore e posteriore, lo spessore della parete del tubo in ingresso e in uscita delle celle di deformazione lungo le gabbie del riduttore, determiniamo infine la posizione della prima e dell'ultima gabbietta che sono arrotolati.
Naturalmente, la rullatura del diametro è determinata dall'angolo centrale qk.p. tra l'asse verticale di simmetria della scanalatura per rullatura e la linea tracciata dal centro della gola, coincide con l'asse di laminazione fino a un punto sulla superficie della scanalatura per rullatura, dove sulla sua superficie si trova la linea neutra della zona di deformazione , è convenzionalmente disposto parallelamente all'asse di laminazione. Il valore dell'angolo qk.p., innanzitutto, dipende dal valore del coefficiente dello Zset posteriore. e Zper anteriore. tensione, così come il coefficiente
cappe.
Determinazione del diametro di laminazione in base al valore dell'angolo qk.p. solitamente eseguita per un calibro, ha la forma di un cerchio con centro nell'asse di laminazione e diametro pari al diametro medio del calibro Dav.
Gli errori maggiori nella determinazione del valore del diametro di laminazione senza tener conto delle effettive dimensioni geometriche della passata si verificheranno nel caso in cui le condizioni di laminazione ne determinino la posizione o sul fondo o sulla flangia della scanalatura. Quanto più la forma reale del calibro differisce dal cerchio accettato nei calcoli, tanto più significativo sarà questo errore.
Il massimo campo di variazione possibile del valore effettivo del diametro dei rulli il calibro è un taglio del rullo. Come grande quantità rulli forma un calibro, tanto maggiore è l'errore relativo nel determinare il diametro di laminazione senza tener conto delle effettive dimensioni geometriche del calibro.
All'aumentare della parziale riduzione del diametro del tubo nel calibro, cresce la differenza tra la sua forma e quella tonda. Quindi, con un aumento della riduzione del diametro del tubo da 1 a 10%, l'errore relativo nel determinare il valore del diametro di laminazione senza tener conto delle dimensioni geometriche effettive del calibro aumenta da 0,7 a 6,3% per un due- rullo, 7,1% per un tre rulli e 7,4% - per un chotirio-roll stand "rolling" quando, in base alle condizioni cinematiche di laminazione, rotolando il diametro situato lungo il fondo del calibro.
Aumento simultaneo della stessa

La riduzione viene effettuata dopo un ulteriore riscaldamento (o riscaldamento) dei tubi a 850-1100°C mediante laminazione degli stessi su mulini continui multi-gabbia (con un massimo di 24 gabbie) senza l'utilizzo di un utensile interno (mandrino). A seconda del sistema di lavoro adottato, questo processo può procedere con un aumento dello spessore della parete o con la sua diminuzione. Nel primo caso la rullatura viene eseguita senza tensione (o con pochissima tensione); e nel secondo - con grande tensione. Il secondo caso, in quanto più progressivo, si è diffuso nell'ultimo decennio, poiché consente una riduzione significativamente maggiore e una diminuzione dello spessore delle pareti allo stesso tempo amplia la gamma dei tubi laminati con tubi più economici - a parete sottile tubi.

La possibilità di diradamento delle pareti durante la riduzione consente di ottenere tubi con uno spessore di parete leggermente maggiore (a volte del 20-30%) sull'impianto di laminazione tubi principale. Ciò migliora notevolmente le prestazioni dell'unità.

Allo stesso tempo, in molti casi, il vecchio principio di funzionamento, la libera riduzione senza tensione, ha mantenuto il suo significato. Ciò si applica principalmente ai casi di riduzione di tubi con pareti relativamente spesse, quando diventa difficile ridurre sensibilmente lo spessore delle pareti anche ad alte tensioni. Va notato che i mulini di riduzione sono installati in molte officine di laminazione tubi, progettate per la laminazione libera. Questi paesi sono ancora a lungo sarà sfruttato e quindi la riduzione senza tensione sarà ampiamente utilizzata.

Consideriamo come cambia lo spessore della parete del tubo durante la riduzione libera, quando non ci sono forze di tensione assiale o riflusso, e lo schema dello stato di sollecitazione è caratterizzato da sollecitazioni di compressione. B.JI. Kolmogorov e A. Z. Gleiberg, basandosi sul fatto che l'effettiva modifica della parete corrisponde al minimo lavoro di deformazione, e utilizzando il principio dei possibili spostamenti, hanno dato una definizione teorica della variazione dello spessore della parete durante la riduzione. In questo caso si è ipotizzato che la disuniformità* della deformazione non influisca significativamente sulla variazione dello spessore della parete e non si è tenuto conto delle forze di attrito esterne, in quanto molto inferiori alle resistenze interne. La Figura 89 mostra le curve di variazione dello spessore delle pareti dall'SQ iniziale all'S specificato per gli acciai a bassa resistenza in funzione del grado di riduzione dal diametro iniziale DT0 al DT finale (rapporto DT/DTO) e del fattore geometrico - sottigliezza dei tubi (S0/ rapporto DT0).

A piccoli gradi di riduzione, la resistenza al deflusso longitudinale è maggiore della resistenza al deflusso verso l'interno, che provoca l'ispessimento delle pareti. All'aumentare della deformazione, aumenta l'intensità dell'ispessimento della parete. Tuttavia, allo stesso tempo, aumenta anche la resistenza al flusso nel tubo. Ad una certa quantità di riduzione, l'ispessimento della parete raggiunge il suo massimo e un successivo aumento del grado di riduzione porta ad un aumento più intenso della resistenza al deflusso verso l'interno e, di conseguenza, l'ispessimento inizia a diminuire.

Nel frattempo, di solito è noto solo lo spessore della parete del tubo ridotto finito e quando si utilizzano queste curve, è necessario impostare il valore richiesto, ovvero utilizzare il metodo di approssimazione successiva.

La natura del cambiamento nello spessore della parete cambia drasticamente se il processo viene eseguito con tensione. Come già accennato, la presenza e l'entità delle sollecitazioni assiali sono caratterizzate dalle condizioni di velocità di deformazione su un mulino continuo, un indicatore del quale è il coefficiente di tensione cinematica.

Quando si riduce con la tensione, le condizioni di deformazione delle estremità dei tubi differiscono dalle condizioni di deformazione della parte centrale del tubo, quando il processo di laminazione si è già stabilizzato. Nel processo di riempimento del mulino o quando il tubo esce dal mulino, le estremità del tubo percepiscono solo una parte della tensione, e la laminazione, ad esempio, nella prima gabbia fino a quando il tubo non entra nella seconda gabbia, avviene generalmente senza tensione . Di conseguenza, le estremità del tubo si ispessiscono sempre, il che è uno svantaggio del processo di riduzione della tensione.

La quantità di rifilatura può essere leggermente inferiore alla lunghezza dell'estremità ispessita a causa dell'uso di una tolleranza più per lo spessore della parete. La presenza di punte ispessite influisce notevolmente sull'economia del processo di riduzione, poiché queste estremità vengono tagliate e rappresentano un costo di produzione irrecuperabile. A tal proposito, il processo di laminazione a trazione viene utilizzato solo nel caso di produzione previa riduzione di tubi di lunghezza superiore a 40-50 m, quando le relative perdite in rifilatura sono ridotte al livello caratteristico di qualsiasi altro metodo di laminazione.

I metodi sopra descritti per il calcolo della variazione dello spessore dello stelo consentono di determinare in definitiva il coefficiente di allungamento sia nel caso di riduzione libera che nel caso di laminazione in tensione.

Con una compressione pari all'8-10%, e con un coefficiente di tensione plastica di 0,7-0,75, il valore di slittamento è caratterizzato da un coefficiente ix = 0,83-0,88.

Dalla considerazione delle formule (166 e 167), è facile vedere come devono essere rispettati esattamente i parametri di velocità in ciascuna gabbia affinché la laminazione possa procedere secondo il regime di progetto.

L'azionamento di gruppo dei rulli nei mulini di riduzione del vecchio progetto ha un rapporto costante tra il numero di giri dei rulli in tutte le gabbie, che solo in un caso particolare per tubi della stessa dimensione può corrispondere alla modalità di laminazione libera. La riduzione dei tubi di tutte le altre dimensioni avverrà con cappe diverse, pertanto non verrà mantenuta la modalità di rotolamento libero. In pratica, in tali mulini, il processo procede sempre con poca tensione. L'azionamento del rullo individuale di ogni supporto con regolazione fine della loro velocità consente di creare diverse modalità di tensione, inclusa la modalità di rotazione libera.

Poiché le tensioni anteriori e posteriori creano momenti diretti in direzioni diverse, il momento di rotazione totale dei rulli in ogni supporto può aumentare o diminuire a seconda del rapporto tra le forze di trazione anteriore e posteriore.

A questo proposito, le condizioni in cui si trovano l'iniziale e gli ultimi 2-3 stand non sono le stesse. Se il momento di rotolamento nelle prime gabbie diminuisce a causa della tensione mentre il tubo passa attraverso le gabbie successive, il momento di laminazione nelle ultime gabbie, al contrario, dovrebbe essere maggiore, poiché queste gabbie subiscono principalmente la tensione di ritorno. E solo nelle tribune centrali, a causa dei valori ravvicinati della tensione anteriore e posteriore, il momento di rotolamento allo stato stazionario differisce poco da quello calcolato. Nel calcolo della resistenza delle unità motrici del laminatoio operanti sotto tensione, si deve tenere presente che il momento di laminazione aumenta brevemente, ma in modo molto marcato, durante il periodo di cattura del tubo da parte dei rulli, il che si spiega con la grande differenza di le velocità del tubo e dei rotoli. Il carico di punta risultante, che a volte supera più volte il carico costante (soprattutto quando si riduce con una tensione elevata), può causare danni al meccanismo di azionamento. Pertanto, nei calcoli, si tiene conto di tale carico di punta introducendo l'apposito coefficiente, assunto pari a 2-3.

TESI SULL'ARGOMENTO:

Produzione di tubi

1. ASSORTIMENTO E PRESCRIZIONI DELLA DOCUMENTAZIONE NORMATIVA PER LE TUBAZIONI

1.1 Schema dei tubi

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

Workshop T-3 è uno dei principali workshop dell'impresa, i suoi prodotti soddisfano gli standard presentati nella tabella. 1.1.

Tabella 1.1 - Norme per tubi fabbricati

L'officina produce tubi in acciaio al carbonio, legato e altamente legato con diametro D=28-89 mm e spessore della parete S=2,5-13 mm.

Fondamentalmente, l'officina è specializzata nella produzione di tubi, tubi multiuso e tubi destinati alla successiva lavorazione a freddo.

Le proprietà meccaniche dei tubi prodotti devono corrispondere a quelle indicate in Tabella. 1.2.

1.2 Requisito della documentazione normativa

La produzione di tubi nell'officina T-3 KresTrubZavod viene eseguita secondo vari documenti normativi come GOST, API, DIN, NFA, ASTM e altri. Considerare i requisiti della DIN 1629.

1.2.1 Assortimento

Questa norma si applica ai tubi tondi senza saldatura realizzati con acciai non legati. Composizione chimica gli acciai utilizzati per la produzione dei 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 sono utilizzati principalmente in vari apparati nella produzione di serbatoi e condutture, nonché nell'ingegneria meccanica generale e nella costruzione di strumenti.

Le dimensioni e le deviazioni massime dei tubi sono riportate 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 lunghezze dei tubi sono riportati nella Tabella 1.4.

Tabella 1.4 - Tipi di lunghezza e tolleranze di lunghezza

Tabella 1.5 - Deviazioni di diametro ammesse

Tabella 1.6 - Tolleranze sullo spessore delle pareti

I tubi dovrebbero essere il più rotondi possibile. La deviazione della rotondità deve rientrare nelle tolleranze del diametro esterno.

I tubi dovrebbero essere dritti alla vista, se necessario, è possibile stabilire requisiti speciali per la rettilineità.

I tubi devono essere tagliati perpendicolarmente all'asse del tubo e devono essere privi di bave.

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

per un singolo tubo + 12% - 8%,

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

La designazione standard per tubi corrispondenti a DIN 1629 indica:

Nome (tubo);

Il numero principale della norma dimensionale DIN (DIN 2448);

Le dimensioni principali del tubo (diametro esterno × spessore della parete);

Numero principale specifiche forniture (DIN 1629);

Nome abbreviato del tipo di acciaio.

Esempio simbolo tubi secondo DIN 1629 con un diametro esterno di 33,7 mm e uno spessore della 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 realizzati secondo i requisiti della norma e secondo i regolamenti tecnologici approvati nel modo prescritto.

Sulle superfici esterne ed interne di tubi e raccordi non devono essere presenti cattività, conchiglie, tramonti, delaminazioni, crepe e sabbia.

È consentita la punzonatura e la pulizia dei difetti indicati, a condizione che la loro profondità non superi lo scostamento meno limite lungo lo spessore della parete. Non è consentita la saldatura, il calafataggio o la sigillatura di punti difettosi.

Nei punti in cui lo spessore della parete può essere misurato direttamente, la profondità dei punti difettosi 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 sua deviazione limite meno.

Sono consentiti piccoli tagli separati, ammaccature, rischi, un sottile strato di scaglie e altri difetti dovuti al metodo di produzione, se non portano lo spessore della parete oltre le deviazioni meno.

Le proprietà meccaniche (resistenza allo 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 sono presentati per l'accettazione in lotti.

Il lotto deve essere costituito da tubi dello stesso diametro nominale, dello stesso spessore di parete e dello stesso gruppo di resistenza, della stessa tipologia e versione, ed essere accompagnato da un unico documento attestante che la loro qualità è conforme ai 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 tubi;

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

Numeri di tubo (da - a per ogni batteria);

Risultati del test;

Designazione standard.

Controllo aspetto esteriore, l'entità dei difetti e le dimensioni e parametri geometrici devono essere soggetti a ciascuna tubazione del lotto.

La frazione di massa di zolfo e fosforo deve essere controllata da ogni calore. Per i tubi in metallo di un'altra azienda, 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 ogni calotta viene prelevato un tubo di ogni dimensione.

Per verificare l'appiattimento, viene prelevato un tubo da ogni batteria.

Ciascun tubo deve essere sottoposto a prova di tenuta mediante pressione idraulica interna.

Se si ottengono risultati di prova insoddisfacenti per almeno uno degli indicatori, si eseguono prove ripetute su di esso su un doppio campione dello stesso lotto. I risultati del nuovo test 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 segatura o in altro modo in uno o tre punti.

Il controllo delle dimensioni geometriche e dei parametri di tubi e raccordi deve essere effettuato utilizzando strumenti di misura universali o dispositivi speciali che forniscano la necessaria precisione di misurazione, in conformità con documentazione tecnica approvato nel modo prescritto.

La curvatura alle sezioni terminali del tubo è determinata in base alla dimensione della freccia di deflessione ed è calcolata come quoziente della divisione della freccia di deflessione in millimetri per la distanza dalla posizione - la misura all'estremità più vicina del tubo in metri.

È necessario eseguire il test dei tubi in base al peso mezzi speciali per pesare con una precisione che soddisfa i requisiti di questa norma.

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

Per verificare le proprietà meccaniche del metallo, viene tagliato un campione da ogni tubo selezionato. I campioni devono essere tagliati lungo entrambe le estremità del tubo con un metodo che non provochi cambiamenti nella struttura e nelle proprietà meccaniche del metallo. È consentito raddrizzare le estremità del campione da afferrare con i morsetti della macchina di prova.

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

1.2.5 Marcatura, imballaggio, trasporto e stoccaggio

La marcatura dei tubi deve essere eseguita nel seguente volume:

Ogni tubo a una distanza di 0,4-0,6 m dalla sua estremità deve essere chiaramente contrassegnato da urto o zigrinatura:

Numero del tubo;

Marchio del produttore;

Mese e anno di emissione.

Il punto di marcatura deve essere cerchiato o sottolineato con vernice chiara stabile.

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

Con il metodo meccanico di marcatura dei tubi, è consentito disporlo in una riga. È consentito segnare il numero di batteria su ogni tubo.

Accanto alla marcatura per urto o zigrinatura, ogni tubo deve essere contrassegnato con una vernice chiara stabile:

Diametro nominale del tubo in millimetri;

Spessore della parete in millimetri;

Tipo di esecuzione;

Nome o marchio del produttore.

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

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

Quando si carica in un'auto, dovrebbero esserci tubi di un solo lotto. I tubi vengono trasportati in pacchi, saldamente legati in almeno due punti. La massa del pacco non deve superare le 5 tonnellate e, su richiesta del consumatore - 3 tonnellate È consentita la spedizione di pacchi di tubi di lotti diversi in un'auto, a condizione che siano separati.

2. TECNOLOGIA E ATTREZZATURE PER LA PRODUZIONE DI TUBI

2.1 Descrizione dell'attrezzatura principale del negozio T-3

2.1.1 Descrizione e brevi caratteristiche tecniche del forno a suola mobile (PSHP)

Il forno a suola mobile dell'officina T-3 è progettato per riscaldare billette tonde con un diametro di 90...120 mm, una lunghezza di 3...10 m da acciai al carbonio, bassolegati e inossidabili prima di perforare il TPA -80.

La fornace si trova nel negozio T-3 al secondo piano nei vani A e B.

Il progetto della fornace 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 la fornace è realizzato sotto forma di travi fisse e mobili, con l'aiuto delle quali i pezzi vengono trasportati attraverso la fornace. Le travi sono rivestite con materiali termoisolanti e refrattari e incorniciate con una speciale serie di getti termoresistenti. La parte superiore delle travi è realizzata in massa di mullite-corindone MK-90. Il tetto della fornace è realizzato sospeso con materiali refrattari sagomati ed è coibentato materiale termoisolante. Per mantenere la fornace e condurre il processo tecnologico, le pareti sono dotate di finestre di lavoro, una finestra di carico e una finestra di scarico in metallo. Tutte le finestre sono dotate di persiane. Il riscaldamento del forno viene effettuato con gas naturale, che viene bruciato con l'ausilio di bruciatori del tipo GR (bruciatore a radiazione a bassa pressione) installati sul tetto. Il forno è suddiviso in 5 zone termiche con 12 bruciatori ciascuna. L'aria di combustione è fornita da due ventole VM-18A-4, una delle quali funge da riserva. I gas di scarico vengono rimossi attraverso un collettore di fumo posto sul tetto all'inizio del forno. Inoltre, i gas di scarico vengono emessi nell'atmosfera attraverso un sistema di camini e canne fumarie rivestiti in metallo con l'aiuto di due aspiratori di fumo VGDN-19. Sul camino è installato uno scambiatore di calore ad anello a due vie tubolare a 6 sezioni (CP-250) per riscaldare l'aria fornita alla combustione. Per un utilizzo più completo del calore dei gas di scarico, il sistema di scarico fumi è dotato di un forno di riscaldamento a mandrino a camera singola (PPO).

L'emissione del pezzo riscaldato dal forno viene effettuata utilizzando una tavola a rulli interna raffreddata ad acqua, i cui rulli hanno un ugello resistente al calore.

Il forno è dotato di impianto televisivo industriale. La comunicazione ad alta voce è assicurata tra i pannelli di controllo e il pannello della strumentazione.

Il forno è dotato di sistemi per il controllo automatico del regime termico, sicurezza automatica, unità per il monitoraggio dei parametri di funzionamento e la segnalazione di scostamenti dalla norma. I seguenti parametri sono soggetti a regolazione automatica:

Temperatura del forno in ciascuna zona;

Rapporto gas/aria per zone;

Pressione del gas davanti al forno;

Pressione nello spazio di lavoro del forno.

Oltre alle modalità automatiche, viene fornita una modalità remota. Il sistema di controllo automatico comprende:

Temperatura del forno per zone;

Temperatura su tutta la larghezza del forno in ciascuna zona;

La temperatura dei gas in uscita dal forno;

Temperatura dell'aria dopo lo scambiatore di calore per zone;

Temperatura fumi davanti allo scambiatore di calore;

La temperatura del fumo davanti all'aspiratore di fumo;

Consumo di gas naturale per il forno;

Consumo d'aria per il forno;

Aspirare nel maiale davanti all'aspiratore di fumo;

Pressione del gas nel collettore comune;

Pressione del gas e dell'aria nei collettori di zona;

Pressione del forno.

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

Tabella 2.1 - Parametri di funzionamento del forno

L'allarme sonoro di emergenza si attiva anche quando:

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

Aumento della temperatura Gas di scarico prima dello scambiatore di calore (t con p = 850°С);

Incremento della temperatura dei fumi davanti all'aspiratore fumi (t cp =400°C);

Perdita di carico dell'acqua di raffreddamento (p cf = 0,5 atm).

2.1.2 Brevi caratteristiche tecniche della linea di taglio a caldo

La linea per il taglio a caldo del pezzo è destinata al compito di inserire un'asta riscaldata nelle cesoie, tagliare il pezzo alla lunghezza richiesta e rimuovere il pezzo tagliato dalle cesoie.

Una breve descrizione tecnica della linea di taglio a caldo è presentata nella Tabella 2.2.

L'attrezzatura della linea di taglio a caldo comprende le cesoie stesse (disegni SKMZ) per il taglio del pezzo, un fermo mobile, una rulliera di trasporto, uno schermo protettivo per proteggere l'attrezzatura dalle radiazioni termiche dalla finestra di scarico del PSHP. Le cesoie sono progettate per il taglio non sfrido del metallo, tuttavia, se si forma una rifilatura residua a causa di qualsiasi motivo di emergenza, vengono installati uno scivolo e una scatola nella fossa, vicino alla cesoia, per raccoglierlo. In ogni caso, il lavoro della linea di taglio a caldo del pezzo deve essere organizzato in modo da escludere la formazione di sfridi.

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

Dopo aver riscaldato l'asta e averla emessa, passa attraverso un termostato (per ridurre la caduta di temperatura lungo la lunghezza del pezzo), raggiunge l'arresto mobile e viene tagliata in pezzi della lunghezza richiesta. Dopo aver eseguito il taglio, la battuta mobile viene sollevata con l'ausilio di un cilindro pneumatico, 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 la scala da sotto i rulli della tavola a rulli, le cesoie a taglio caldo, è previsto un sistema di decalcificazione, per rimuovere i ritagli: uno scivolo e una scatola di ricezione. Dopo aver lasciato la tavola a rulli della linea di taglio a caldo, la billetta entra nella tavola a rulli di ricezione del laminatoio.

2.1.3 Il dispositivo e le caratteristiche tecniche del principale e equipaggiamento ausiliario sezione del mulino di perforazione

La fresa a forare è progettata per forare un pezzo solido in un manicotto cavo. Sul TPA-80 è installato un mulino perforatore a 2 rulli con rulli a forma di botte oa tazza e linee guida. Specifiche tecniche piercing è presentato nella tabella 2.3.

C'è una tavola a rulli raffreddata ad acqua davanti al mulino di perforazione, progettata per ricevere il pezzo dalla linea di taglio a caldo e trasportarlo al centro. La rulliera è composta da 14 rulli raffreddati ad acqua azionati individualmente.

Tabella 2.3 - Caratteristiche tecniche della foratrice

L'utensile di centraggio è progettato per estrarre un incavo centrale con un diametro di 20…30 mm e una profondità di 15…20 mm sulla faccia terminale di un pezzo riscaldato ed è un cilindro pneumatico in cui scorre un percussore con una punta.

Dopo la centratura, la billetta riscaldata entra nella griglia per il suo successivo trasferimento nello scivolo del tavolo anteriore della foratrice.

Il tavolo anteriore del mulino di perforazione è progettato per ricevere una billetta riscaldata che rotola lungo la griglia, allineare l'asse della billetta con l'asse della perforazione e tenerla durante la perforazione.

Sul lato di uscita del mulino sono installati centralizzatori a rulli dello stelo mandrino, che supportano e centrano lo stelo, sia prima della perforazione che durante la perforazione, quando su di esso agiscono forze assiali elevate ed è possibile la sua flessione longitudinale.

Dietro i centralizzatori è presente un meccanismo stazionario di regolazione della spinta con testata apribile, serve a percepire le forze assiali agenti sull'asta con il mandrino, regolare la posizione del mandrino nella zona di deformazione e far passare il manicotto all'esterno della fresa a forare.

2.1.4 Disposizione e caratteristiche tecniche delle apparecchiature principali e ausiliarie della sezione di mulino continuo

Il mulino continuo è progettato per la laminazione di tubi grezzi con un diametro di 92 mm e uno spessore della parete di 3…8 mm. La laminazione viene eseguita su un lungo mandrino galleggiante lungo 19,5 m Brevi caratteristiche tecniche del mulino continuo sono riportate in Tabella 2.4., Tabella 2.5. sono indicati i rapporti di trasmissione.

Durante la laminazione, il mulino continuo funziona nel seguente modo: il manicotto viene trasportato da una tavola a rulli dietro la foratrice ad una battuta mobile e, dopo l'arresto, viene trasferito alla griglia davanti al mulino continuo con l'ausilio di un trasportatore a catena e arrotolato sulle leve dell'erogatore.

Tabella 2.4 - Brevi caratteristiche tecniche del mulino continuo

Se ci sono difetti sulla manica, l'operatore, accendendo manualmente il bloccante e spingitori, la indirizza nella tasca.

Con le leve dell'erogatore abbassate, il manicotto buono si arrotola nello scivolo, viene premuto dalle leve di bloccaggio, dopodiché un mandrino viene inserito nel manicotto utilizzando i rulli di regolazione. Quando l'estremità anteriore del mandrino raggiunge il bordo anteriore del manicotto, il morsetto viene rilasciato e il manicotto viene inserito in un mulino continuo con l'aiuto di rulli di spinta. Allo stesso tempo, la velocità di rotazione dei rulli di trazione del mandrino e del manicotto è impostata in modo tale che quando il manicotto viene catturato dalla prima gabbia del mulino continuo, l'estremità anteriore del mandrino sia estesa di 2,5 ... 3 m.

Dopo la laminazione su un mulino continuo, un tubo grezzo con un mandrino entra nell'estrattore del mandrino, una breve caratteristica tecnica è presentata in Tabella 2.6. Successivamente, il tubo viene trasportato da un trasportatore a rulli nell'area di taglio dell'estremità posteriore e si avvicina all'arresto stazionario nella sezione di taglio dell'estremità posteriore del tubo, vengono fornite le caratteristiche tecniche dell'attrezzatura della sezione POZK nella tabella 2.7. Raggiunta la battuta, il tubo viene lanciato da un eiettore a vite sulla griglia davanti alla rulliera livellatrice. Successivamente, il tubo scorre lungo la griglia sulla rulliera livellatrice, si avvicina alla battuta che determina la lunghezza del taglio e viene trasferito pezzo per pezzo dalla rulliera livellatrice alla griglia davanti alla rulliera di uscita, mentre durante il movimento, l'estremità posteriore del tubo è tagliata.

L'estremità tagliata del tubo viene trasferita da un convogliatore di rottami in un contenitore per rottami situato all'esterno dell'officina.

Tabella 2.5 - Rapporto di trasmissione dei riduttori di mulino continuo e potenza del motore

Tabella 2.6 - Brevi caratteristiche tecniche dell'estrattore a mandrino

Tabella 2.7 - Brevi caratteristiche tecniche della sezione di taglio dell'estremità posteriore del tubo

2.1.5 Il principio di funzionamento delle apparecchiature principali e ausiliarie della sezione del riduttore e del refrigeratore

L'attrezzatura di questa sezione è progettata per trasportare il tubo di tiraggio attraverso l'impianto di riscaldamento a induzione, rotolare sul mulino riduttore, raffreddarlo e trasportarlo ulteriormente nella sezione di taglio a freddo.

Il riscaldamento dei tubi grezzi davanti al riduttore viene effettuato nell'unità di riscaldamento INZ - 9000/2.4, composta da 6 blocchi riscaldanti (12 induttori) posti direttamente davanti al riduttore. I tubi entrano uno dopo l'altro nell'impianto di induzione in un flusso continuo. In assenza della ricezione dei tubi dal mulino continuo (a laminazione ferma), è consentito fornire singolarmente i tubi "freddi" depositati all'impianto ad induzione. La lunghezza dei tubi specificata nell'installazione non deve superare i 17,5 m.

Tipo di mulino riduttore - 24 gabbie, 3 rulli con due posizioni di supporto dei rulli e azionamento individuale delle gabbie.

Dopo la laminazione sul mulino riduttore, il tubo entra o nell'irroratrice e nel tavolo di raffreddamento, o direttamente al tavolo di raffreddamento del mulino, a seconda dei requisiti per le 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 OAO KresTrubZavod e non sono indicati in questo lavoro.

Nella tabella 2.8. le caratteristiche tecniche dell'impianto di riscaldamento sono presentate, in Tabella 2.9 - una breve caratteristica tecnica del mulino di riduzione.

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

2.1.6 Attrezzatura per tagliare a misura i tubi

Per il taglio a misura di tubi nell'officina T-3 viene utilizzata una troncatrice Wagner modello WVC 1600R le cui caratteristiche tecniche sono riportate in tabella. 2.10. Vengono utilizzate anche le seghe modello KV6R - caratteristiche tecniche nella tabella 2.11.

Tabella 2.9 - Brevi caratteristiche tecniche del mulino di riduzione

Tabella 2.10 - Caratteristiche tecniche della sega WVC 1600R

2.1.7 Attrezzatura per il raddrizzamento dei tubi

I tubi tagliati a misura secondo l'ordine vengono inviati per la raddrizzatura. La raddrizzatura viene eseguita su macchine raddrizzatrici RVV320x8, progettate per raddrizzare tubi e tondini in acciaio al carbonio e bassolegati a freddo con una curvatura iniziale fino a 10 mm per 1 metro lineare. Le caratteristiche tecniche della raddrizzatrice RVV 320x8 sono riportate in Tabella. 3.12.

Tabella 2.11 - Caratteristiche tecniche della sega modello KV6R

Tabella 2.12 - Caratteristiche tecniche della raddrizzatrice RVV 320x8

2.2 Tecnologia esistente produzione di tubi presso TPA-80 JSC "KresTrubZavod"

Il pezzo in lavorazione sotto forma di aste che entra in officina viene stoccato nel magazzino interno. Prima di essere messo in produzione, viene sottoposto a ispezione selettiva su apposito rack e, se necessario, riparato. Nel sito di preparazione delle billette sono state installate bilance per controllare il peso del metallo messo in produzione. I pezzi grezzi dal magazzino vengono alimentati da un carroponte elettrico alla griglia di carico davanti al forno e caricati nel forno di riscaldo con un focolare mobile secondo il programma e la velocità di laminazione.

Il rispetto dello schema di posa degli spazi vuoti viene effettuato visivamente dalla fioriera in metallo. Il pezzo viene caricato nel forno uno ad uno in ciascuno, attraverso uno o più passaggi delle piastre di guida delle travi mobili, a seconda della velocità di laminazione e della molteplicità del taglio. Quando si cambia la qualità dell'acciaio, il calore e le dimensioni dei tubi, l'installatore separa i gradi di acciaio, riscalda come segue: con una lunghezza della billetta di 5600-8000 mm, i riscaldamenti vengono separati spostando le prime due aste lungo la larghezza del forno; i gradi di acciaio vengono separati spostando le prime quattro aste lungo la larghezza del forno; con una lunghezza della billetta di 9000-9800 mm, la separazione dei gradi di acciaio, i riscaldamenti l'uno dall'altro viene eseguita durante la semina con un intervallo di 8-10 passaggi, oltre a contare il numero di piantati nel PSHP e le billette emesse, che sono controllato dal riscaldatore metallico PSHP e dalla cesoia a taglio caldo controllando con i pannelli di controllo. TPA-80; quando si cambia la dimensione (trasbordo del mulino) dei tubi laminati, l'impianto di metallo nel forno si interrompe "5-6 passi" prima che il mulino si fermi, quando si ferma per il trasbordo, il metallo "arretra di 5-6 passi" indietro . Il movimento dei pezzi attraverso il forno viene effettuato da tre travi mobili. Durante le pause del ciclo di movimento, i raggi mobili sono posti a livello del focolare. Il tempo di riscaldamento necessario viene fornito misurando il tempo del ciclo di fase. La pressione eccessiva nello spazio di lavoro deve essere compresa tra 9,8 Pa e 29,4 Pa, coefficiente di flusso d'aria =1,1 - 1,2.

Quando in una fornace vengono riscaldate billette di vari gradi di acciaio, la durata del riscaldamento è determinata dal metallo che ha il tempo di permanenza più lungo nella fornace. Il riscaldamento di alta qualità del metallo è garantito dal passaggio uniforme dei pezzi lungo l'intera lunghezza del forno. I pezzi riscaldati vengono consegnati alla rulliera di scarico interna e vengono consegnati alla linea di taglio a caldo.

Per ridurre il raffreddamento dei pezzi durante i tempi di fermo, sulla rulliera è previsto un termostato per il trasporto dei pezzi riscaldati alle cesoie, nonché la possibilità di restituire (girando sul retro) un pezzo non tagliato al forno e trovarlo durante i tempi di fermo.

Durante il funzionamento è possibile un arresto a caldo del forno. Un arresto a caldo di un forno è considerato un arresto senza interrompere l'alimentazione di gas naturale. Durante gli arresti a caldo, le travi mobili del forno sono poste a livello di quelle fisse. Le finestre di download e caricamento sono chiuse. La portata d'aria viene ridotta da 1,1-1,2 a 1,0:-1,1 utilizzando il regolatore "combustibile-aria". La pressione nel forno a livello del focolare diventa positiva. Quando il mulino si ferma: fino a 15 minuti - la temperatura per 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 С, nelle zone I, II di 30-60 0 С dal limite inferiore; oltre 30 minuti - la temperatura in tutte le zone si riduce di 50-150 0 C rispetto al limite inferiore, a seconda della durata del fermo macchina. Gli spazi vuoti "arretrano" di 10 passi indietro. Con un tempo di fermo da 2 a 5 ore, è necessario liberare le zone IV e V del forno dai grezzi. Gli spazi vuoti delle zone I e II vengono scaricati nella tasca. Lo scarico del metallo viene effettuato da una fioriera in metallo con PU-1. La temperatura nelle zone V e IV viene ridotta a 1000-I050 0 C. Quando si ferma per più di 5 ore, l'intero forno viene liberato dal metallo. L'aumento della temperatura viene effettuato in modo graduale di 20-30 0°C, con una velocità di aumento della temperatura di 1,5-2,5 0°C/min. Con un aumento del tempo di riscaldamento del metallo a causa della 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 ai limiti inferiori. In generale, con funzionamento stabile dell'intera unità, la temperatura è distribuita tra le zone come segue (Tabella 2.13).

Dopo il riscaldamento, il pezzo entra nella linea di taglio a caldo del pezzo. L'attrezzatura della linea di taglio a caldo comprende la cesoia stessa per il taglio del pezzo, un fermo mobile, una rulliera di trasporto, uno schermo protettivo per proteggere l'attrezzatura dalle radiazioni termiche dalla finestra di scarico del forno a suola mobile. Dopo aver riscaldato l'asta e averla emessa, passa attraverso il termostato, raggiunge l'arresto mobile e viene tagliata in pezzi grezzi della lunghezza richiesta. Dopo aver eseguito il taglio, la battuta mobile viene sollevata con l'ausilio di un cilindro pneumatico, 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 dalla tavola a rulli dietro le cesoie al centratore. Il pezzo centrato viene trasferito dall'espulsore alla griglia davanti al mulino di perforazione, lungo la quale rotola fino al ritardo e, quando il lato di uscita è pronto, viene trasferito allo scivolo, che viene chiuso con un coperchio. Con l'aiuto dello spintore, con l'arresto sollevato, il pezzo viene posizionato nella zona di deformazione. Nella zona di deformazione, il pezzo viene forato su un mandrino trattenuto dall'asta. L'asta appoggia contro il vetro della testa di spinta del meccanismo di regolazione della spinta, la cui apertura non consente il bloccaggio. La flessione longitudinale dell'asta dalle forze assiali che si verificano durante il rotolamento è impedita da centralizzatori chiusi, i cui assi sono paralleli all'asse dell'asta.

In posizione di lavoro i rulli sono portati attorno allo stelo da un cilindro pneumatico tramite un sistema di leve. Quando l'estremità anteriore del manicotto si avvicina, i rulli centralizzatori vengono separati in sequenza. Dopo la perforazione del pezzo, i primi rulli vengono ridotti dal cilindro pneumatico, che sposta la manica dai rulli per consentire all'intercettore dello stelo di essere catturato dalle leve dell'intercettore dello stelo, quindi si piega la serratura e la testata anteriore, il i rulli dosatori vengono riuniti e il manicotto ad una velocità maggiore viene emesso ad una velocità maggiore dalla testa di spinta sulla tavola a rulli dietro il mulino di perforazione.

Dopo il lampeggio, il manicotto viene trasportato lungo la rulliera fino alla battuta mobile. Inoltre, il manicotto viene spostato da un trasportatore a catena al lato di ingresso del mulino continuo. Dopo il trasportatore, il manicotto rotola lungo la griglia inclinata fino al distributore, che tiene il manicotto davanti al lato di ingresso del mulino continuo. Sotto le guide della griglia inclinata è presente una tasca per la raccolta delle cartucce difettose. Dalla griglia inclinata, il manicotto viene fatto cadere nello scivolo di ricezione del mulino continuo con morsetti. A questo punto, un lungo mandrino viene inserito nel manicotto utilizzando una coppia di rulli di attrito. Quando l'estremità anteriore del mandrino raggiunge l'estremità anteriore del manicotto, il morsetto del manicotto viene rilasciato, due coppie di rulli di trazione vengono portati sul manicotto e il manicotto con il mandrino viene inserito in un mulino continuo. Allo stesso tempo, la velocità di rotazione dei rulli di traino del mandrino e dei rulli di traino del manicotto viene calcolata in modo tale che nel momento in cui il manicotto venga catturato dalla prima gabbia del mulino continuo, l'estensione del il mandrino dalla manica è di 2,5-3,0 m A questo proposito, la velocità lineare dei rulli di trazione dei mandrini dovrebbe essere 2,25-2,5 volte superiore alla velocità lineare dei rulli di trazione della manica.

I tubi laminati con mandrini vengono trasferiti alternativamente sull'asse di uno dei mandrini. La testa del mandrino passa attraverso la lunetta dell'estrattore e viene catturata dall'inserto della pinza e il tubo nell'anello di lunetta. Quando la catena si muove, il mandrino esce dal tubo ed entra nel trasportatore a catena, che lo trasferisce su una doppia rulliera, che trasporta il mandrino da entrambi gli estrattori al bagno di raffreddamento.

Dopo aver rimosso il mandrino, il tubo di pescaggio entra nelle seghe per rifilare l'estremità arruffata posteriore.

Dopo il riscaldamento ad induzione, i tubi vengono alimentati in un mulino a riduzione con ventiquattro gabbie a tre rulli. Nei riduttori il numero delle gabbie di lavoro è determinato in funzione delle dimensioni dei tubi laminati (da 9 a 24 gabbie), e sono escluse le gabbie a partire da 22 in direzione di numero decrescente delle gabbie. 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, ogni collegamento non deve contenere più di un tubo. Quando si laminano tubi lavorati a caldo di maiale destinati alla produzione di tubi del gruppo di resistenza "K" in acciaio di grado 37G2S, dopo il mulino di riduzione, viene eseguito il raffreddamento controllato accelerato dei tubi negli spruzzatori.

La velocità dei tubi che passano attraverso l'atomizzatore deve essere stabilizzata con la velocità del mulino riduttore. Il controllo sulla stabilizzazione delle velocità viene effettuato dall'operatore secondo le istruzioni per l'uso.

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

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

I tubi finiti vengono consegnati al tavolo di ispezione QCD, dopo l'ispezione, i tubi vengono raggruppati in pacchi e inviati al magazzino del prodotto finito.

2.3 Giustificazione delle decisioni progettuali

Nel caso di riduzione a tratti di tubi con tensione sul PPC, si verifica una significativa differenza longitudinale nello spessore delle pareti delle estremità dei tubi. Il motivo della differenza finale nello spessore delle pareti dei tubi è l'instabilità delle tensioni assiali nelle modalità di deformazione non stazionaria durante il riempimento e il rilascio di metallo delle gabbie di lavoro del mulino. Le sezioni terminali sono ridotte in condizioni di sollecitazioni di trazione longitudinali significativamente inferiori rispetto alla parte principale (centrale) del tubo. L'aumento dello spessore delle pareti alle sezioni terminali, superando le deviazioni ammissibili, rende necessaria la rifilatura di una parte significativa del tubo finito

Le norme per la rifilatura di estremità di tubi ridotti per TPA-80 JSC "KresTrubZavod" sono riportate nella tabella. 2.14.

Tabella 2.14 - Norme per il taglio delle estremità dei tubi su TPA-80 JSC "KresTrubZavod"

2.4 Giustificazione delle decisioni progettuali

Nel caso di riduzione a tratti di tubi con tensione sul PPC, si verifica una significativa differenza longitudinale nello spessore delle pareti delle estremità dei tubi. Il motivo della differenza finale nello spessore delle pareti dei tubi è l'instabilità delle tensioni assiali nelle modalità di deformazione non stazionaria durante il riempimento e il rilascio di metallo delle gabbie di lavoro del mulino. Le sezioni terminali sono ridotte in condizioni di sollecitazioni di trazione longitudinali significativamente inferiori rispetto alla parte principale (centrale) del tubo. L'aumento dello spessore delle pareti alle sezioni terminali, che supera le deviazioni consentite, rende necessario tagliare una parte significativa del tubo finito.

Le norme per la rifilatura di estremità di tubi ridotti per TPA-80 JSC "KresTrubZavod" sono riportate nella tabella. 2.15.

Tabella 2.15 - Norme per il taglio delle estremità dei tubi su TPA-80 JSC "KresTrubZavod"

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

La perdita approssimativamente annuale di metallo nelle estremità ispessite dei tubi nel negozio T-3 JSC "KresTrubZavod" è di 3000 tonnellate. Con una riduzione del 25% della lunghezza e del peso delle estremità dei tubi ispessite tagliate, l'aumento annuale del profitto sarà di circa 20 milioni di rubli. Inoltre, ci sarà un risparmio sul costo delle lame per seghe impilate, elettricità, ecc.

Inoltre, nella produzione di una billetta di conversione per trafilerie, è possibile ridurre la differenza longitudinale nello spessore delle pareti dei tubi e il metallo risparmiato riducendo la differenza longitudinale nello spessore delle pareti può essere utilizzato per aumentare ulteriormente la produzione di -tubi laminati e formati a freddo.

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

3.1 Stato della questione

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

La composizione delle unità comprende mulini a forare, a mandrino continuo e a riduttore. 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 superficie e dimensioni geometriche

Negli ultimi decenni è proseguito l'intenso sviluppo della produzione di tubi per laminazione continua: costruzione e messa in esercizio (in "" Italia, Francia, USA, Argentina), ricostruzione (in Giappone) officine di laminazione continua, fornitura di attrezzature per nuove officine (in Cina), sviluppati e realizzati progetti per la realizzazione di officine (in Francia, Canada, USA, Giappone, Messico).

Rispetto alle unità messe in funzione negli anni '60, i nuovi mulini presentano differenze sostanziali: producono principalmente tubazioni oil country, e quindi nelle officine vengono costruite grandi sezioni per la finitura di queste tubazioni, comprese le attrezzature per la risvoltatura delle stesse, il trattamento termico, taglio tubi, produzione giunti, ecc.; la gamma delle dimensioni dei tubi si è notevolmente ampliata: il diametro massimo è aumentato da 168 a 340 mm, lo spessore della parete - da 16 a 30 mm, reso possibile dallo sviluppo del processo di laminazione su un lungo mandrino che si muove a velocità regolabile invece di uno galleggiante su mulini continui. Le nuove unità di laminazione tubi utilizzano billette (quadrate e tonde) colate in continuo, che hanno assicurato un notevole miglioramento delle prestazioni tecniche ed economiche del loro lavoro.

I forni anulari (TPA 48-340, Italia) sono ancora ampiamente utilizzati per riscaldare le billette, insieme a questi vengono utilizzati forni a suola mobile (TPA 27-127, Francia, TPA 33-194, Giappone). In tutti i casi, l'elevata produttività di una moderna unità è garantita dall'installazione di un forno di grande capacità (capacità fino a 250 t/h). I forni a trave mobile vengono utilizzati per riscaldare i tubi prima della riduzione (calibrazione).

Il mulino principale per la produzione di maniche continua ad essere un laminatoio a coclea a due rulli, il cui design viene migliorato, ad esempio sostituendo i righelli fissi con dischi guida motorizzati. Nel caso di sbozzati quadrati, il laminatoio elicoidale della linea tecnica è preceduto da un laminatoio pressa (TPA 48-340 in Italia, TPA 33-194 in Giappone) o un laminatoio calibratore bordi e una pressa di centraggio profondo (TPA 60-245, Francia).

Una delle direzioni principali per l'ulteriore sviluppo del metodo di laminazione in continuo è l'uso di mandrini che si muovono a velocità controllata durante il processo di laminazione, invece di quelli flottanti. Con l'aiuto di uno speciale meccanismo che sviluppa una forza di tenuta di 1600-3500 kN, viene impostata sul mandrino una certa velocità (0,3-2,0 m/s), che viene mantenuta fino a ritiro completo tubi dal mandrino durante la laminazione (mandrino trattenuto), o fino ad un certo punto, da cui il riferimento si sposta come un mandrino flottante (mandrino trattenuto). Ciascuno di questi metodi può essere utilizzato nella produzione di tubi di un certo diametro. Quindi, per tubi di piccolo diametro, il metodo principale è il rotolamento su un mandrino flottante, medio (fino a 200 mm) - su uno parzialmente tenuto, grande (fino a 340 mm e oltre) - su uno tenuto.

L'uso su mulini continui di mandrini che si muovono a velocità regolabile (tenuta, parzialmente trattenuta) invece di quelli flottanti fornisce una significativa espansione dell'assortimento, un aumento della lunghezza dei tubi e un aumento della loro precisione. Le soluzioni costruttive individuali sono interessanti; ad esempio, l'uso di un'asta di un mulino a forare come mandrino parzialmente trattenuto di un mulino continuo (TPA 27-127, Francia), inserimento fuori stazione di un mandrino in un manicotto (TPA 33-194, Giappone).

Le nuove unità sono dotate di moderni mulini di riduzione e calibratura e uno di questi mulini viene spesso utilizzato. Le tavole di raffreddamento sono progettate per ricevere i tubi dopo la riduzione senza essere tagliati.

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

Le operazioni di trasporto associate al movimento dei prodotti laminati e degli utensili attraverso l'unità sono completamente automatizzate utilizzando i tradizionali dispositivi di automazione locale (principalmente senza contatto). Sulla base di tali dispositivi, è stato possibile introdurre unità ad alte prestazioni con un processo tecnologico continuo e discreto-continuo.

In realtà, i processi tecnologici e anche le singole operazioni sulle tubazioni sono chiaramente finora insufficientemente automatizzati, e in questa parte il loro livello di automazione è notevolmente inferiore a quello raggiunto, ad esempio, nel campo delle lamiere continue. Se l'uso dei computer di controllo (CCM) per le lamiere è diventato praticamente una norma ampiamente riconosciuta, per le fabbriche di tubi gli esempi sono ancora rari in Russia, sebbene attualmente lo sviluppo e l'implementazione di sistemi di controllo del processo e sistemi di controllo automatizzati siano diventati la norma all'estero. Finora, in un certo numero di tubifici nel nostro paese, ci sono principalmente esempi di implementazione industriale di singoli sottosistemi di controllo del processo automatizzato utilizzando dispositivi specializzati realizzati utilizzando la logica dei semiconduttori e elementi di tecnologia informatica.

Questo stato di cose è dovuto principalmente a due fattori. Da un lato, fino a tempi recenti, i requisiti di qualità, e soprattutto di stabilità dimensionale dei tubi, erano soddisfatti con mezzi relativamente semplici (in particolare, progettazioni razionali di attrezzature per mulini). Queste condizioni non hanno stimolato sviluppi più perfetti e, ovviamente, più complessi, ad esempio utilizzando CCM relativamente costosi e non sempre sufficientemente affidabili. D'altra parte, l'uso di speciali non standard mezzi tecnici L'automazione era possibile solo per compiti più semplici e meno efficienti, pur richiedendo tempo e denaro significativi per lo sviluppo e la produzione, che non hanno contribuito al progresso nell'area in esame.

Tuttavia, le crescenti esigenze moderne per la produzione di tubi, inclusa la qualità dei tubi, non possono essere soddisfatte dalle soluzioni tradizionali. Inoltre, come dimostra la pratica, una parte significativa degli sforzi per soddisfare questi requisiti ricade sull'automazione e attualmente è necessario modificare automaticamente queste modalità durante la laminazione dei tubi.

I moderni progressi nel campo del controllo degli azionamenti elettrici e di vari mezzi tecnici di automazione, principalmente nel campo dei minicomputer e della tecnologia dei microprocessori, consentono di migliorare radicalmente l'automazione di laminatoi e unità per tubi, per superare vari limiti produttivi ed economici.

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

Gli studi sulle unità di laminazione tubi in continuo come oggetti di automazione mostrano che esistono riserve significative per un ulteriore miglioramento dei loro indicatori tecnici ed economici automatizzando il processo tecnologico di laminazione dei tubi su queste unità.

Quando si esegue la laminazione in un mulino continuo su un lungo mandrino flottante, viene indotta anche una differenza longitudinale all'estremità nello spessore della parete. Lo spessore della parete delle estremità posteriori dei tubi di tiraggio è maggiore del centro di 0,2-0,3 mm. La lunghezza dell'estremità posteriore con una parete ispessita è pari a 2-3 intercapedini. L'ispessimento della parete è accompagnato da un aumento del diametro nell'area separata da una intercapedine dall'estremità posteriore del tubo. A causa delle condizioni transitorie, lo spessore della parete delle estremità anteriori è di 0,05-0,1 mm inferiore al centro.Quando si rotolano sotto tensione, anche le pareti delle estremità anteriori dei tubi si ispessiscono. La variazione longitudinale dello spessore dei tubi grezzi viene preservata durante la successiva riduzione e porta ad un aumento della lunghezza delle estremità ispessite tagliate posteriori dei tubi finiti.

Quando si laminano nei mulini di stiro a riduzione, la parete delle estremità dei tubi si ispessisce a causa di una diminuzione della tensione rispetto allo stato stazionario, che si verifica solo quando vengono riempite 3-4 gabbie del mulino. Le estremità dei tubi con una parete ispessita oltre la tolleranza vengono tagliate e i rifiuti metallici a ciò associati determinano la quota principale del coefficiente di consumo totale dell'unità.

La natura generale della variazione longitudinale dei tubi dopo il mulino continuo viene trasferita quasi completamente ai tubi finiti. Ciò è confermato dai risultati della laminazione di tubi con dimensioni di 109 x 4,07 - 60 mm in cinque modalità di tensione sul laminatoio di riduzione dell'installazione YuTZ 30-102. Durante l'esperimento, sono stati selezionati 10 tubi per ciascuna modalità di velocità, le cui sezioni terminali sono state tagliate in 10 parti lunghe 250 mm e sono state tagliate tre diramazioni dal centro, situate 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 di spessore e mediato i dati, sono state tracciate le dipendenze grafiche, mostrate in Fig. 54.

Pertanto, le componenti rilevate dello spessore totale delle pareti dei tubi hanno un impatto significativo sulle prestazioni tecniche ed economiche delle unità continue, sono associate alle caratteristiche fisiche dei processi di laminazione nei laminatoi continui e riduttori e possono essere eliminate o significativamente ridotte solo attraverso speciale sistemi automatici che modificano l'impostazione del mulino durante la laminazione dei tubi. La natura naturale di questi componenti della differenza di spessore delle pareti consente di utilizzare il principio di controllo del programma alla base di tali sistemi.

Esistono altre soluzioni tecniche al problema della riduzione degli scarti finali durante la riduzione mediante sistemi di controllo automatico del processo di laminazione dei tubi in un mulino a riduzione con azionamento individuale delle gabbie (brevetti Germania n. 1602181 e Gran Bretagna 1274698). A causa della variazione della velocità dei rulli durante la laminazione delle estremità anteriore e posteriore dei tubi, vengono create forze di trazione aggiuntive, che portano a una diminuzione della differenza longitudinale dell'estremità nello spessore della parete. È dimostrato che tali sistemi software di correzione della velocità per gli azionamenti principali del mulino riduttore operano su sette unità di laminazione tubi estere, comprese due unità con mulini continui a Mülheim (Germania). Le unità sono state fornite da Mannesmann (Germania).

La seconda unità è stata lanciata nel 1972 e comprende un mulino riduttore da 28 gabbie con azionamenti singoli, dotato di un sistema di correzione della velocità. Le variazioni di velocità durante il passaggio delle estremità dei tubi vengono eseguite nelle prime dieci piazzole per gradi, in aggiunta al valore della velocità di esercizio. Il cambio di velocità massimo avviene sullo stand n. 1, il minimo - sullo stand n. 10. I relè fotografici vengono utilizzati come sensori per la posizione delle estremità dei tubi nel mulino, che danno comandi per cambiare la velocità. In accordo con lo schema di correzione della velocità adottato, i singoli azionamenti delle prime dieci tribune sono alimentati secondo uno schema di inversione di marcia antiparallelo, le gabbie successive - secondo uno schema di non inversione di marcia. Si segnala che la correzione delle velocità degli azionamenti del riduttore permette di aumentare la resa sull'unità del 2,5% con un programma di produzione mista. Con un aumento del grado di riduzione del diametro, questo effetto aumenta.

Esistono informazioni simili sull'equipaggiamento di un mulino a riduzione di ventotto stand in Spagna con un sistema di correzione della velocità. I cambi di velocità vengono effettuati nelle prime 12 tribune. A questo proposito, sono previsti anche vari schemi di potenza di azionamento.

Si noti che dotare i riduttori come parte di unità di laminazione tubi in continuo di 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 programmatico sono i più facili da implementare e danno un grande effetto economico. Tuttavia, con il loro aiuto, è possibile migliorare la precisione delle dimensioni del tubo solo riducendo uno dei suoi tre componenti: la differenza longitudinale nello spessore della parete. Gli studi dimostrano che il principale peso specifico nella variazione totale degli spessori delle pareti dei tubi finiti (circa il 50%) ricade sullo spessore delle pareti trasversali. Le fluttuazioni degli spessori medi delle pareti dei tubi nei lotti rappresentano circa il 20% della variazione totale.

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

La stabilizzazione dello spessore medio della parete del tubo in lotti è possibile sia migliorando la tecnologia di laminazione, il design delle tribune e l'azionamento elettrico, sia utilizzando sistemi automatici di controllo del processo. La riduzione della diffusione 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 in un campo di tolleranze negative.

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

Sono note proposte tecniche per dotare i riduttori di impianti di stabilizzazione automatica dello spessore delle pareti dei tubi. La struttura degli impianti non dipende dal tipo di unità, che comprende un mulino di riduzione.

Un complesso di sistemi di controllo per il processo di laminazione dei tubi nei mulini continui e riduttori, progettati per ridurre gli scarti finali durante la riduzione e aumentare la precisione dei tubi riducendo la differenza longitudinale nello spessore delle pareti e la diffusione degli spessori medi delle pareti, costituisce il controllo del processo sistema dell'unità.

L'uso di computer per controllare la produzione e automatizzare il processo tecnologico di laminazione dei tubi è stato implementato per la prima volta in un impianto di laminazione di tubi continui 26-114 a Mulheim.

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

La seconda unità con un mulino continuo a Mulheim, lanciata nel 1972, è dotata di un computer più potente, a cui sono affidate funzioni più estese. L'unità è progettata per la laminazione di tubi con un diametro fino a 139 mm, uno spessore della parete fino a 20 mm ed è composta da un mulino perforatore, un mulino continuo a otto gabbie e un mulino riduttore a ventotto gabbie con azionamento individuale .

L'impianto di laminazione di tubi continui nel Regno Unito, avviato nel 1969, è dotato anche di un computer, che viene utilizzato per pianificare il carico dell'impianto e, come sistema informativo, monitora continuamente i parametri dei prodotti laminati e degli utensili. Il controllo della qualità di tubi e grezzi, così come l'accuratezza delle impostazioni del mulino, viene effettuato in tutte le fasi del processo tecnologico. Le informazioni provenienti da ciascuna cartiera vengono inviate a un computer per l'elaborazione, dopodiché vengono inviate alle cartiere per la gestione operativa.

In una parola, molti paesi stanno cercando di risolvere i problemi dell'automazione dei processi di laminazione, incl. e il nostro. Per sviluppare un modello matematico per il controllo dei laminatoi continui, è necessario conoscere l'effetto 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 maggiore qualità del prodotto a seguito della formazione di una minore differenza di parete trasversale, in contrasto con la laminazione senza tensione, nonché la possibilità di ottenere tubi di piccolo diametro. Tuttavia, con la laminazione pezzo per pezzo, si osserva una maggiore variazione longitudinale dello spessore delle pareti alle estremità dei tubi. Le estremità ispessite durante la riduzione con tensione si formano a causa del fatto che le estremità anteriore e posteriore del tubo durante il passaggio attraverso il mulino non sono soggette al pieno effetto della tensione.

La tensione è caratterizzata dalla sollecitazione di trazione nel tubo (x). Più descrizione completaè il coefficiente di tensione plastica, che rappresenta il rapporto tra la tensione di trazione longitudinale del tubo e la resistenza alla deformazione del metallo nel supporto.

Tipicamente, il mulino di riduzione è impostato in modo tale che il coefficiente di tensione plastica nelle gabbie centrali sia distribuito uniformemente. La tensione sale e scende nelle prime e ultime resistenze.

Per intensificare il processo di riduzione e ottenere tubi a parete sottile, è importante conoscere la massima tensione 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 emerso che con una riduzione totale del tubo nel mulino fino al 50-55%, il valore di z max è limitato dalla capacità di traino dei rulli.

L'officina T-3, insieme a EF VNIPI "Tyazhpromelektroproekt" e all'impresa "ASK", ha creato le basi del sistema ACS-TP sull'unità TPA-80. Attualmente sono in funzione i seguenti componenti di questo sistema: UZN-N, UZN-R, linea di comunicazione ETHERNET, tutte le AWP.

3.2 Calcolo della tavola rotante

Il principio alla base della costruzione del processo tecnologico negli impianti moderni è quello di ottenere tubi dello stesso diametro costante su un mulino continuo, che consenta l'utilizzo di una billetta e di un manicotto di diametro anche costante. L'ottenimento di tubi del diametro richiesto è assicurato dalla riduzione. Un tale sistema di lavoro facilita e semplifica notevolmente l'impostazione delle frese, riduce lo stock di utensili e, soprattutto, consente di mantenere un'elevata produttività dell'intera unità anche durante la laminazione di tubi di diametro minimo (dopo la riduzione).

Calcoliamo la tavola di rotolamento rispetto all'avanzamento di rotolamento 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 \u003d (1.010..1.015) * D o \u003d 1,01 * 33,7 \u003d 34 mm

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

Lo spessore della parete dopo fresature continue e riduzioni deve essere uguale allo spessore della parete del tubo finito, cioè S n \u003d Sp \u003d S o \u003d 3,2 mm.

Poiché un tubo dello stesso diametro esce dopo un mulino continuo, prendiamo D n \u003d 94 mm. Nei mulini continui, la calibrazione dei rulli assicura che nell'ultima coppia di rulli il diametro interno del tubo sia 1-2 mm maggiore del diametro del mandrino, in modo che il diametro del mandrino sia uguale a:

H \u003d d n - (1..2) \u003d D n -2S n -2 \u003d 94-2 * 3,2-2 \u003d 85,6 mm.

Prendiamo il diametro dei mandrini pari a 85 mm.

Il diametro interno del manicotto deve garantire il libero inserimento del mandrino e viene preso 5-10 mm più grande del diametro del mandrino

d g \u003d n + (5..10) \u003d 85 + 10 \u003d 95 mm.

Accettiamo il muro della manica:

S g \u003d S n + (11..14) \u003d 3,2 + 11,8 \u003d 15 mm.

Il diametro esterno dei manicotti è determinato in base al valore del diametro interno e allo spessore della parete:

D g \u003d d g + 2S g \u003d 95 + 2 * 15 \u003d 125 mm.

Il diametro del pezzo utilizzato D h =120 mm.

Il diametro del mandrino del mulino di perforazione viene selezionato tenendo conto della quantità di laminazione, ad es. aumento del diametro interno del manicotto, che va dal 3% al 7% del diametro interno:

P \u003d (0,92 ... 0,97) d g \u003d 0,93 * 95 \u003d 88 mm.

I coefficienti di imbutitura per mulini a forare, continui e riduttori sono determinati dalle formule:

,

Il rapporto di estrazione complessivo è:

La tavola di rotolamento per tubi di dimensioni 48,3×4,0 mm e 60,3×5,0 mm è stata calcolata in modo simile.

La tabella di rotolamento è presentata in Tabella. 3.1.

Tabella 3.1 - Tavola rotante TPA-80

3.3 Calcolo della taratura dei rulli dei riduttori

La calibrazione del rotolo è importante parte integrale calcolo della modalità di funzionamento del mulino. Determina in gran parte la qualità dei tubi, la durata dell'utensile, la distribuzione del carico nei banchi di lavoro e l'azionamento.

Il calcolo della calibrazione del rotolo include:

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

b) determinazione delle dimensioni dei calibri dei rulli.

3.3.1 Distribuzione parziale della deformazione

A seconda della natura della variazione delle deformazioni parziali, le gabbie del mulino di riduzione possono essere suddivise in tre gruppi: quella di testa all'inizio del mulino, in cui le riduzioni aumentano intensamente durante la laminazione; calibratura (alla fine del mulino), in cui le deformazioni sono ridotte ad un valore 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 in 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; T è il valore determinato dalla formula nel caso di un calibro a tre rulli

T= ,

dove (S/D) cp è il rapporto medio tra lo spessore della parete e il diametro durante il periodo di deformazione del tubo nel mulino; fattore k tenendo conto della variazione del grado di spessore del tubo.

,

,

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

.

,

.

Il valore della riduzione parziale critica a tale coefficiente di tensione plastica, secondo , può raggiungere il 6% nella seconda gabbia, il 7,5% nella terza gabbia e il 10% nella quarta gabbia. Nella prima gabbia, si consiglia di assumere un intervallo del 2,5-3%. Tuttavia, per garantire una presa stabile, la quantità di compressione è generalmente ridotta.

Nelle gabbie di prefinitura e finitura del laminatoio si riduce anche la riduzione, ma per ridurre il carico sui rulli e migliorare la precisione dei tubi finiti. Nell'ultima tribuna del gruppo di dimensionamento, la riduzione è presa pari a zero, la penultima - fino a 0,2 dalla riduzione nell'ultima tribuna del gruppo centrale.

A gruppo medio gli stand praticano una distribuzione uniforme e non uniforme delle deformazioni parziali. Con una distribuzione uniforme della compressione in tutti gli stand di questo gruppo, si presume che siano costanti. La distribuzione irregolare di particolari deformazioni può avere diverse varianti ed essere caratterizzata dai seguenti schemi:

la compressione nel gruppo centrale è proporzionalmente ridotta dai primi supporti all'ultimo - modalità di caduta;

nei primi popolamenti del gruppo medio si riducono le deformazioni parziali, mentre il resto viene lasciato costante;

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

nei primi ceppi del gruppo medio le deformazioni parziali sono lasciate costanti, mentre nelle restanti si riducono.

Con modalità di deformazione decrescenti nel gruppo centrale delle gabbie, le differenze della potenza di laminazione e del carico sull'azionamento diminuiscono, a causa di un aumento della resistenza alla deformazione del metallo durante la laminazione, a causa di una diminuzione della sua temperatura e di un aumento nella velocità di deformazione. Si ritiene che la riduzione della riduzione verso la fine del mulino migliori anche la qualità della superficie esterna dei tubi e riduca la variazione trasversale della parete.

Nel calcolare la calibrazione dei rulli si assume una distribuzione uniforme delle riduzioni.

I valori delle deformazioni parziali nelle gabbie del mulino sono riportati in fig. 3.1.

Distribuzione a crimpare

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

.

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

mm.

Calcolati con questa formula, i diametri medi dei calibri sono riportati nell'Appendice 1.

3.3.2 Determinazione degli indicatori di rollio

La forma dei calibri dei mulini a tre rulli è mostrata in fico. 3.2.

Una passata ovale si ottiene disegnandola di raggio r con centro spostato rispetto all'asse di rotolamento di un'eccentricità e.

Forma calibro

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

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

Per determinare l'ovalità del calibro, puoi utilizzare la formula:

L'esponente q caratterizza il possibile valore di allargamento nel calibro. Quando si riduce in gabbie 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 approssimativa

Calcoleremo le dimensioni del calibro secondo le formule sopra per il primo supporto.

Per i restanti stand, il calcolo viene effettuato in modo analogo.

Attualmente, le scanalature dei rulli vengono eseguite dopo l'installazione dei rulli nel supporto di lavoro. La foratura viene eseguita su macchine speciali con fresa tonda. Lo schema noioso è mostrato in fig. 3.3.

Riso. 3.3 - Schema del foro del calibro

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

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

I valori calcolati secondo le formule di cui sopra sono riepilogati in Tabella. 3.2.

Tabella 3.2 - Taratura del rullo

3.4 Calcolo della velocità

Il calcolo della modalità di velocità del mulino consiste nel determinare il numero di giri dei rulli e, in base ad essi, il numero di giri dei motori.

Quando si laminano tubi sotto tensione, la variazione dello spessore della parete è fortemente influenzata dal valore della tensione plastica. A questo proposito, prima di tutto, è necessario determinare il coefficiente di tensione plastica totale sul mulino - ztot, che garantirebbe la parete richiesta. Il calcolo di ztot è riportato nella clausola 3.3.

,

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

;

l i è la lunghezza dell'arco di cattura:

;

- angolo di presa:

;

f è il coefficiente di attrito, accettiamo f=0,5; a è il numero di rotoli nello stand, a=3.

Nella prima posizione di lavoro z c1 =0. Negli stand successivi, puoi prendere z p i -1 = z s i .

,

;

;

.

Sostituendo i dati del primo stand nelle formule di cui sopra, otteniamo:

mm;

;

;

;

; ;

mm.

Dopo aver effettuato calcoli simili per il secondo stand, sono stati ottenuti i seguenti risultati: z p2 = 0,42, S 2 = 3,251 mm, z p3 = 0,426, S 3 = 3,252 mm, z p4 = 0,446, S 4 = 3,258 mm. Su questo, fermiamo il calcolo di z p i secondo il metodo sopra, perché la condizione z n2 >z totale è soddisfatta.

Dalla condizione di slittamento completo, determiniamo la massima tensione possibile z z nell'ultimo banco di deformazione, cioè z s21 . In questo caso, assumiamo che z p21 =0.

.

mm;

;

;

Lo spessore della parete davanti al 21° stand, ad es. S 20, può essere determinato dalla formula:

.

;

; ;

mm.

Dopo aver effettuato calcoli simili per il 20° stand, sono stati ottenuti i seguenti risultati: z z 20 = 0,357, S 19 = 3,178 mm, z z 19 = 0,396, S 18 = 3,168 mm, z z 18 = 0,416, S 17 = 3,151 mm, z z 17 = 0,441, S 16 \u003d 3,151 mm. Su questo, fermiamo il calcolo di z p i, perché la condizione z z14 >z totale è soddisfatta.

I valori di spessore delle pareti calcolati per le gabbie dei mulini sono riportati nella tabella. 2.20.

Per determinare il numero di giri dei rulli è necessario conoscere i diametri di laminazione dei rulli. Per determinare i diametri di laminazione è possibile utilizzare le formule riportate in:

, (2)

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

.

Se una , quindi il calcolo del diametro di laminazione dei rulli deve essere eseguito secondo l'equazione (1), se questa condizione non è soddisfatta, deve essere utilizzata la (2).

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

,

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

giri/min

I fatturati nei restanti stand sono stati rilevati dalla formula:

.

I risultati del calcolo della modalità 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 dei giri dei rulli (Fig. 3.4.).

Velocità di rollio

3.5 Parametri di potenza di laminazione

Una caratteristica distintiva del processo di riduzione rispetto ad altri tipi di laminazione longitudinale è la presenza di significative tensioni tra le gabbie. La presenza di tensione ha un effetto significativo sui parametri di potenza della laminazione: la pressione del metallo sui rulli e i momenti di laminazione.

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

La componente verticale della forza metallica 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 è il diametro del calibro; a è il numero di rotoli nel supporto.

La componente orizzontale Р g è uguale alla differenza tra le forze delle tensioni anteriori e posteriori:

dove z p, z z sono i coefficienti delle tensioni plastiche anteriori e posteriori; F p, F c - area della sezione trasversale delle estremità anteriore e posteriore del tubo; s S è la resistenza alla deformazione.

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

.

Il momento di rotolamento (totale per stand) è determinato dalla formula:

.

La resistenza alla deformazione è determinata dalla formula:

,

dove Т – temperatura di laminazione, °С; H è l'intensità delle velocità di deformazione di taglio, 1/s; e - riduzione relativa; K 1, K 2, K 3, K 4, K 5 sono 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 ,otto ).

L'intensità della velocità di deformazione è determinata dalla formula

dove L è il grado di deformazione a taglio:

t è il tempo di deformazione:

La velocità angolare del rullo si trova con la formula:

,

La potenza si trova con la formula:

In tavola. 3.4. si riportano i risultati del calcolo dei parametri di potenza di laminazione secondo le formule di cui sopra.

Tabella 3.4 - Parametri di potenza di laminazione

Secondo Tabella. 3.4 vengono tracciati i grafici delle variazioni dei parametri di potenza della laminazione lungo le gabbie di laminazione (Fig. 3.5., 3.6., 3.7.).

Variazione della pressione specifica media

Modifica della forza del metallo sul rotolo

Cambiare il momento di rotolamento

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

3.6.1 Descrizione dell'algoritmo di calcolo

Lo studio è stato condotto al fine di ottenere dati sull'effetto dei modi transitori di riduzione della velocità sul valore della differenza longitudinale di spessore delle pareti delle sezioni terminali dei tubi finiti.

Determinazione del coefficiente di tensione tra le gabbie da giri di rollio noti, ad es. la dipendenza Zn i =f(n i /n i -1) è stata effettuata secondo il metodo di risoluzione del cosiddetto problema inverso proposto da G.I. Gulyaev, per ottenere la dipendenza dello spessore della parete dai giri dei rulli.

L'essenza della tecnica è la seguente.

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

(3.1.)

A sua volta, come è noto,

Dcat i =j(Zз i , Zп i , А i),

m i =y(Zз i , Zп i , B i),

dove A i e B i sono valori che non dipendono dalla tensione, n i è il numero di giri nella i-esima gabbia,  i è il rapporto di disegno nella i-esima gabbia, Dcat i è il diametro di laminazione di il rotolo nell'i-esimo supporto, Zп i , Zz i - coefficienti di tensione plastica anteriore e posteriore.

Dato che Zз i = Zп i -1, il sistema di equazioni (3.1.) può essere scritto in vista generale nel seguente modo:

(3.2.)

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

Prendendo Zz1 = 0, impostiamo il valore Zp1 e dalla prima equazione del sistema (3.2.) determiniamo Zp 2 per iterazione, quindi dalla seconda equazione - Zp 3, ecc. Dato il valore Zp 1, puoi trovare un soluzione in cui Zp n = 0 .

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

(3.3.)

dove A è il coefficiente determinato dalla formula:

;

;

z i - coefficiente medio (equivalente) di tensione plastica

.

3.6.2 Risultati dello studio

Utilizzando i risultati dei calcoli della calibrazione dell'utensile (p. 3.3.) e dell'impostazione della velocità del mulino (velocità del rullo) con un processo di riduzione costante (p. 3.4.) nell'ambiente software MathCAD 2001 Professional, il sistema (3.2.) e le espressioni (3.3.) sono state risolte allo scopo di determinare la variazione dello spessore della parete.

È possibile ridurre la lunghezza delle estremità ispessite aumentando il coefficiente di tensione plastica variando i giri dei rulli durante la rullatura delle sezioni terminali del tubo.

Attualmente, presso il mulino riduttore TPA-80 è stato creato un sistema di controllo per la modalità ad alta velocità di laminazione continua senza mandrino. Questo sistema permette di regolare dinamicamente la velocità di rollio delle gabbie PPC durante la laminazione delle sezioni terminali dei tubi secondo una determinata relazione lineare. Questa regolazione della velocità del rotolo durante la laminazione delle sezioni terminali dei tubi è chiamata “cuneo di velocità”. I turni dei rotoli durante la laminazione delle sezioni terminali del tubo sono calcolati con la formula:

, (3.4.)

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

La dipendenza del coefficiente di riduzione della velocità di rollio in una data gabbia dal numero di bancarelle è lineare

K i \u003d (Fig. 3.8.).

Dipendenza del fattore di riduzione dei rotoli in una tribuna dal numero della tribuna.

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

Il numero di supporti in cui viene modificata l'impostazione della velocità è limitato dalla lunghezza delle estremità ispessite (3…6);

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

In questo lavoro, per studiare l'effetto dell'impostazione della velocità dell'RRS sullo spessore della parete longitudinale di estremità, si è ipotizzato che la modifica dell'impostazione della velocità durante la riduzione delle estremità anteriore e posteriore dei tubi avvenga nelle prime 6 tribune. Lo studio è stato effettuato variando la velocità di rotazione dei rulli nelle prime gabbie del laminatoio in relazione al processo di laminazione a regime (variazione dell'angolo di inclinazione della retta in Fig. 3.8).

Come risultato della modellazione dei processi di riempimento delle tribune RRS e di uscita del tubo dal laminatoio, abbiamo ottenuto le dipendenze dello spessore della parete delle estremità anteriore e posteriore dei tubi dall'entità della variazione della velocità di rotazione di i rulli nelle prime gabbie del mulino, che sono mostrati in Fig. 3.9. e Fig.3.10. per tubi da 33,7x3,2 mm. Il valore più ottimale del "cuneo di velocità" in termini di minimizzazione della lunghezza del bordo terminale e di "colpire" lo spessore della parete nel campo di tolleranza della DIN 1629 (tolleranza sullo spessore della parete ± 12,5%) è K 1 =10-12% .

Sulla fig. 3.11. e fig. 3.12. le dipendenze delle lunghezze delle estremità ispessite anteriore e posteriore dei tubi finiti sono date utilizzando il “cuneo di velocità” (K 1 = 10%), ottenuto a seguito di transitori di modellazione. Dalle precedenti dipendenze si possono trarre le seguenti conclusioni: l'uso di un "cuneo di velocità" dà un effetto evidente solo quando si laminano tubi con un diametro inferiore a 60 mm e 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 raggiungere i requisiti della norma.

Sulla 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 vari valori della “velocità cuneo” (abbiamo preso il coefficiente di riduzione della velocità dei rulli K 1 pari a 5%, 10%, 15%).

La dipendenza dello spessore della parete dell'estremità anteriore del tubo dal valore

“speed wedge” per il formato 33,7x3,2 mm

Dipendenza dello spessore della parete dell'estremità posteriore del tubo dal valore del “velocity wedge” per la dimensione 33,7x3,2 mm

La dipendenza della lunghezza dell'estremità anteriore ispessita del tubo su D e S (a K 1 \u003d 10%)

La dipendenza della lunghezza dell'estremità posteriore ispessita del tubo su D e S (a K 1 \u003d 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 evince che l'effetto maggiore in termini di riduzione della differenza di spessore finale dei tubi finiti è dato dal controllo dinamico dei giri dei rulli PPC entro 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 una parete di spessore superiore a 5 mm, la tensione derivante dall'azione del “velocity wedge” non è in grado di assottigliare la parete a causa dell'insufficiente capacità di trazione dei rotoli. Quando si laminano tubi con un diametro superiore a 60 mm, il rapporto di allungamento nel mulino di riduzione è piccolo, quindi l'ispessimento delle estremità praticamente non si verifica, pertanto l'uso di un "cuneo di velocità" non è pratico.

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

Come i calcoli di Mochalov D.A. Per un uso più efficiente del “velocity wedge” per un'ulteriore riduzione dell'assetto finale, è necessario garantire il funzionamento delle prime tribune in modalità frenante con un utilizzo quasi completo delle capacità di potenza dei rulli utilizzando un più complesso non lineare dipendenza del coefficiente di riduzione della velocità di rollio in un dato stand dal numero di stand. È necessario creare una metodologia scientificamente fondata per determinare la funzione ottima K i =f(i).

Lo sviluppo di un tale algoritmo per il controllo ottimale dell'RRS può servire come obiettivo per l'ulteriore sviluppo dell'UZS-R in un APCS TPA-80 a tutti gli effetti. Come dimostra l'esperienza nell'utilizzo di tali sistemi di controllo di processo, la regolazione del numero di giri dei rulli durante la laminazione delle sezioni terminali dei tubi, secondo la ditta Mannesmann (il pacchetto di programmi applicati CARTA), permette di ridurre il dimensione del taglio di estremità dei tubi superiore al 50%, grazie al sistema di controllo automatico del processo di riduzione dei tubi, che comprende sia il sottosistema di controllo del mulino che il sottosistema di misurazione, nonché il sottosistema per il calcolo del valore ottimale modalità di riduzione e controllo del processo in tempo reale.

4. STUDIO DI FATTIBILITÀ DEL PROGETTO

4.1 L'essenza dell'attività pianificata

In questo progetto, si propone di introdurre la modalità di laminazione a velocità ottimale su un laminatoio per la riduzione dello stiramento. A causa di questa misura, si prevede di ridurre il coefficiente di consumo del metallo e, a causa della riduzione della lunghezza delle estremità tagliate e ispessite dei tubi finiti, è previsto un aumento dei volumi di produzione in media di 80 tonnellate al mese.

Gli investimenti di capitale necessari per l'attuazione di questo progetto sono 0 rubli.

Il finanziamento del progetto può essere effettuato alla voce "riparazioni in corso", stime dei costi. Il progetto può essere completato entro un giorno.

4.2 Calcolo del costo di produzione

Calcolo del prezzo di costo di 1t. i prodotti secondo gli standard esistenti per la rifilatura 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, non viene eseguito il ricalcolo dei valori di costo per la fase di elaborazione nel calcolo del progetto. La redditività del progetto consiste nel ridurre i costi riducendo gli scarti di rifilatura. La rifilatura è ridotta a causa di una diminuzione del coefficiente di consumo del metallo.

4.3 Calcolo degli indicatori di progetto

Il calcolo degli indicatori di progetto si basa sui costi riportati in Tabella. 4.2.

Risparmio di riduzione dei costi all'anno:

Ad esempio \u003d (C 0 -C p) * V pr \u003d (12200.509-12091.127) * 110123.01 \u003d 12045475.08r.

Profitto dichiarato:

Pr 0 \u003d (P-C 0) * V da \u003d (19600-12200.509) * 109123.01 \u003d 807454730.39r.

Profitto del progetto:

Pr p \u003d (PC p) * V pr \u003d (19600-12091.127) * 110123.01 \u003d 826899696.5r.

L'aumento del profitto sarà:

Pr \u003d Pr p - Pr 0 \u003d 826899696.5-807454730.39 \u003d 19444966.11r.

La redditività del prodotto era:

Redditività dei prodotti per il progetto:

I flussi di cassa per il report e per il progetto sono presentati nella Tabella 4.3. e 4.4., rispettivamente.

Tabella 4.1 - Calcolo del costo di 1 tonnellata di prodotti laminati nel negozio T-3 JSC "KresTrubZavod"

Tabella 4.2 - Costo di progetto di 1 tonnellata di prodotti laminati

Il miglioramento del processo tecnologico influenzerà le prestazioni tecniche ed economiche dell'impresa come segue: la redditività della produzione aumenterà dell'1,45%, il risparmio dalla riduzione dei costi ammonterà a 12 milioni di rubli. all'anno, il che comporterà un aumento dei profitti.

Tabella 4.3 - Flusso di cassa segnalato

Tabella 4.4 - Flusso di cassa del progetto

Il profilo finanziario del progetto è mostrato nella Figura 4.1. Secondo i grafici mostrati 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 realizzato è un valore positivo rispetto al primo anno, poiché il progetto non ha richiesto investimenti di capitale.

Profilo finanziario del progetto

Il punto di pareggio si calcola con la formula:

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

In tavola. 4.5. vengono presentati i dati per il calcolo dei costi variabili e fissi.

Secondo i dati del rapporto, l'importo dei costi variabili per unità di produzione è Z corsia = 11212,8 rubli, l'importo dei costi fissi per unità di produzione Z 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, l'importo dei costi variabili Z corsia \u003d 11103,5 rubli, l'importo dei costi fissi Z post \u003d 987,7 rubli. L'importo dei costi fissi per l'intero volume di produzione secondo il rapporto è di 108768496,98 rubli.

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

Il punto di pareggio riportato è:

TB da t.

Il punto di pareggio per il progetto è:

TV pr t.

In tavola. 4.6. è stato effettuato il calcolo dei ricavi e di tutte le tipologie di costi per la produzione dei prodotti venduti necessari alla determinazione del punto di pareggio. Le pianificazioni per il calcolo del punto di pareggio per il report e per il progetto sono mostrate nella Figura 4.2. e Fig.4.3. rispettivamente.

Tabella 4.6 - Dati per il calcolo del punto di pareggio

Calcolo del punto di pareggio secondo il report

Calcolo del punto di pareggio per il progetto

Gli indicatori tecnici ed economici del progetto sono presentati in Tabella. 4.7.

Di conseguenza, possiamo concludere che la misura proposta nel progetto ridurrà il costo di un'unità di prodotti manifatturieri dell'1,45% riducendo i costi variabili, il che contribuisce ad aumentare l'utile di 19,5 milioni di rubli. con una produzione annua di 110.123,01 tonnellate. Il risultato dell'attuazione del progetto è la crescita del valore attuale netto cumulato rispetto al valore pianificato nel periodo in esame. Punto positivo anche la riduzione della soglia di pareggio da 12,85 mila tonnellate a 12,8 mila 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 multiuso secondo DIN 1629. Il documento considera la possibilità di ridurre la lunghezza delle estremità ispessite formate durante la laminazione su un mulino riduttore modificando le impostazioni di velocità del mulino durante laminazione delle sezioni terminali del tubo utilizzando le capacità del sistema UZS-R. I calcoli hanno dimostrato che la riduzione della lunghezza delle estremità ispessite può raggiungere il 50%.

Calcoli economici hanno mostrato che l'uso delle modalità di laminazione proposte ridurrà il costo unitario 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.

Bibliografia

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3. Anuryev VI "Manuale del progettista-costruttore di macchine" in 3 volumi, volume 3 - M. "Engineering" 1980 - 557 p.

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6. Vasiliev VI "Fondamenti di progettazione di attrezzature tecnologiche per le imprese di trasporto a motore" - Kurgan 1992 - 32 p.

UDC 621.774.3

STUDIO DELLA DINAMICA DELLE VARIAZIONI DELLO SPESSORE DELLA PARETE DEL TUBO IN RIDUZIONE

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

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

Parole chiave: tubi stampati a freddo, tubi a parete spessa, disegno tubi, spessore parete tubi, qualità della superficie interna dei tubi.

La tecnologia esistente per la produzione di tubi formati a freddo a pareti spesse di piccolo diametro da acciai resistenti alla corrosione prevede l'uso di processi di laminazione a freddo su laminatoi a freddo e la successiva trafilatura senza mandrino in stampi monolitici. È noto che la produzione di tubi di piccolo diametro mediante laminazione a freddo è associata ad una serie di difficoltà dovute ad una diminuzione della rigidità del sistema "stelo-mandrino". Pertanto, per ottenere 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 si osserva un ispessimento delle pareti con il 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.

Obiettivo del lavoro è uno studio sperimentale comparativo della dinamica delle variazioni dello spessore delle pareti dei tubi nei processi di riduzione per laminazione, imbutitura di una filiera monolitica ea rullo.

Come pezzi grezzi sono stati usati tubi formati a freddo: 12,0x2,0 mm (S/D = 0,176), 10,0x2,10 mm (S/D = 0,216) da acciaio 08Kh14MF; dimensioni 8,0x1,0 mm (S/D = 0,127) da acciaio 08X18H10T. Tutti i tubi sono stati ricotti.

La trafilatura in stampi monolitici è stata eseguita su un banco di trafilatura a catena con una forza di 30 kN. Per l'imbutitura a rulli, abbiamo utilizzato una matrice con coppie di rulli sfalsati BP-2/2.180. L'imbutitura su una filiera a rullo è stata eseguita utilizzando un sistema di calibro a cerchio ovale. La riduzione del tubo mediante laminazione è stata effettuata secondo lo schema di calibrazione “ovale-ovale” in una gabbia a due rulli con rotoli di 110 mm di diametro.

In ogni fase della deformazione, sono stati prelevati campioni (5 pezzi per ciascuna opzione di studio) per misurare il diametro esterno, lo spessore della parete e la rugosità della superficie interna. La misura delle dimensioni geometriche e della rugosità superficiale dei tubi è stata effettuata utilizzando un calibro elettronico TTTC-TT. micrometro elettronico a punti, profilometro Surftest SJ-201. Tutti gli strumenti e i dispositivi hanno superato la necessaria verifica metrologica.

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

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

Analisi dei grafici di fig. 1 mostra che durante la laminazione e la trafilatura in una filiera a rullo, rispetto al processo di imbutitura in una filiera monolitica, si osserva un cambiamento più intenso nello spessore della parete del tubo. Ciò, secondo gli autori, è dovuto alla differenza nello schema dello stato tensionale del metallo: durante la laminazione e l'imbutitura a rulli, le sollecitazioni di trazione nella zona di deformazione sono minori. La posizione della curva di variazione dello spessore della parete durante la trafilatura del rullo 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 del rullo dovute all'applicazione assiale della forza di deformazione.

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

Poiché uno dei fattori che determinano la natura della variazione dello spessore della parete è il rapporto tra le sollecitazioni di trazione e radiali, che a sua volta dipende dai parametri

N. passaggio Dimensioni tubo, mm S,/D, Si/Sc Di/Do є

Riduzione mediante laminazione (tubi in acciaio di grado 08X14MF)

О 9.98 2.157 О.216 1.О 1.О 1.О О

1 9,52 2,23O 0,234 1,034 0,954 1 ,30 80,04

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

Z 7.01 2.324 O.332 1.077 O.7O2 1.549 O.35

Riduzione mediante laminazione (tubi in acciaio di grado 08X18H10T)

О 8,О6 1,О2О О,127 1,О 1,О 1,О О

1 7.OZ 1.13O O.161 1.1O8 O.872 1.O77 O.O7

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

C 5,21 1,310 0,251 1,284 0,646 1,406 0,29

Riduzione mediante imbutitura in una filiera a rullo (tubi in acciaio di grado 08X14MF)

О 12.ОО 2.11 О.176 1.О 1.О 1.О О

1 10.98 2.20 0.200 1.043 0.915 1.080 0.07

2 1O.O8 2.27 O.225 1.O76 O.84O 1.178 O.15

Z 9.O1 2.3O O.2O1 1.O9O O.751 1.352 O.26

Ridurre mediante imbutitura in una filiera monolitica (tubi in acciaio di grado 08X14MF)

О 12.ОО 2.11О О.176 1.О 1.О 1.О О

1 1O.97 2.135 0.195 1.O12 O.914 1.1O6 O.1O

2 9.98 2.157 O.216 1.O22 O.832 1.118 O.19

C 8,97 2,160 0,241 1,024 0,748 1,147 0,30

Di, Si - rispettivamente, il diametro esterno e lo spessore della parete del tubo corridoio.

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

ra S/D, è importante studiare l'influenza del rapporto S/D sulla posizione dell'estremo della funzione di modifica dello spessore della parete del tubo nel processo di riduzione. Secondo i dati del lavoro, a rapporti S/D inferiori, il valore massimo dello spessore della parete del tubo si osserva a grandi deformazioni. Questo fattoè stato studiato l'esempio del processo di riduzione mediante laminazione di tubi di dimensioni 8,0x1,0 mm (S/D = 0,127) di acciaio 08Kh18N10T rispetto ai dati di tubi di laminazione di dimensioni 10,0x2,10 mm (S/ D = 0,216) di acciaio 08Kh14MF. I risultati della misurazione sono mostrati in fig. 2.

Il grado critico di deformazione a cui è stato osservato il valore massimo dello spessore della parete durante la laminazione del tubo con il rapporto

S/D = 0,216 era 0,23. Quando si laminano tubi in acciaio 08Kh18N10T, non si raggiunge l'estremo aumento dello spessore della parete, poiché il rapporto tra le dimensioni del tubo S/D, anche al massimo grado di deformazione, non supera 0,3. Una circostanza importante è che la dinamica dell'aumento dello spessore della parete durante la riduzione dei tubi per laminazione è inversamente correlata al rapporto tra le dimensioni S/D del tubo originario, come dimostrano i grafici riportati in Fig. 2, a.

Analisi delle curve in fig. 2b mostra anche che la variazione del rapporto S/D durante la laminazione di tubi in acciaio di qualità 08Kh18N10T e tubi in acciaio di qualità 08Kh14MF ha un carattere qualitativo simile.

S0/A)=0,127 (08X18H10T)

S0/00=0,216 (08X14MF)

Grado di deformazione, b

VA=0;216 (08X14MF)

(So/Da=0A21 08X18H10T) _

Grado di deformazione, є

Riso. Fig. 2. Variazioni 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. Fig. 3. Dipendenza del valore relativo della rugosità della superficie interna dei tubi dal grado di deformazione

In via di riduzione diversi modi la rugosità della superficie interna dei tubi è stata valutata anche mediante la deviazione media aritmetica dell'altezza di microrugosità Ra. Sulla fig. La figura 3 mostra i grafici della dipendenza del valore relativo del parametro Ra dal grado di deformazione quando i tubi vengono ridotti mediante laminazione e trafilatura in filiere monolitiche

lanosità della superficie interna dei tubi nell'i-esimo passaggio e sul tubo originale).

Analisi delle curve in fig. 3 mostra che in entrambi i casi (laminazione, imbutitura) 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. La dinamica di variazione (aumento) del parametro di rugosità con aumento del grado di deformazione nel caso di

la canalizzazione dei tubi mediante laminazione in calibri a due rulli supera significativamente (circa due volte) lo stesso indicatore nel processo di imbutitura in stampi monolitici.

Va inoltre notato che la dinamica delle variazioni del parametro di rugosità della superficie interna è coerente con la descrizione sopra riportata della dinamica delle variazioni dello spessore della parete per i metodi di riduzione considerati.

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

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

2. La dinamica dei cambiamenti nello spessore della parete del tubo è inversamente correlata al rapporto tra le dimensioni originali del tubo S/D.

3. La maggiore dinamica dell'aumento dello spessore della parete si osserva nei processi di laminazione e imbutitura negli stampi a rullo.

4. Un aumento del grado di deformazione durante la riduzione per laminazione e imbutitura in filiere monolitiche porta ad un deterioramento dello stato della superficie interna dei tubi, mentre l'aumento del parametro di rugosità Ra durante la laminazione si verifica 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 affermare che per la trafilatura dei tubi nelle filiere a rulli,

Il cambiamento nel parametro Ra sarà meno intenso rispetto al rotolamento e più intenso rispetto al disegno monolitico.

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

Letteratura

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

Yakovleva Ksenia Yuryevna, ricercatrice junior, Istituto di ricerca russo dell'industria dei tubi (Chelyabinsk); [email protetta]

Barichko Boris Vladimirovich, vicedirettore del dipartimento dei tubi senza saldatura, Istituto di ricerca russo dell'industria dei tubi (Chelyabinsk); [email protetta]

Kuznetsov Vladimir Nikolaevich, capo del laboratorio di deformazione a freddo del laboratorio centrale dell'impianto, Sinarsky Pipe Plant OJSC (Kamensk-Uralsky); [email protetta]

Bollettino dell'Università statale degli Urali meridionali

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

STUDIO DELLE VARIAZIONI DINAMICHE DELLO SPESSORE DELLA PARETE DEL TUBO NEL PROCESSO DI RIDUZIONE

K.Yu. Yakovleva, The Russian Research Institute of the Tube and Pipe Industries (RosNITI), Chelyabinsk, Federazione Russa, [email protetta],

B.V. Barichko, The Russian Research Institute of the Tube and Pipe Industries (RosNITI), Chelyabinsk, Federazione Russa, [email protetta],

V.N. Kuznetsov, JSC "Sinarsky Pipe Plant", Kamensk-Uralsky, Federazione Russa, [email protetta]

I risultati dello studio sperimentale dei cambiamenti dinamici per il viene descritto lo spessore della parete del tubo durante la laminazione, la trafilatura sia in un unico pezzo che le matrici 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 l'imbutitura con le filiere a rullo. Si può trarre la conclusione che l'uso di filiere a rulli è quello più promettente.

Parole chiave: tubi formati a freddo, tubi a parete spessa, trafilatura dei tubi, spessore delle pareti dei tubi, qualità della superficie interna del tubo.

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Ilyashenko AV – Professore Associato del Dipartimento di Meccanica delle Strutture
Università statale di costruzione di Mosca,
candidato di scienze tecniche

Lo studio della capacità portante di sbarre elastiche compresse a parete sottile che presentano una deflessione iniziale e hanno subito instabilità locale è associato alla determinazione della sezione trasversale ridotta dell'asta. In cantiere sono riportate le principali disposizioni adottate per lo studio dello stato tenso-deformativo nella fase supercritica di barre compresse a parete sottile non ideali. Questo articolo discute il comportamento supercritico delle aste, che sono presentate come un insieme di elementi che lavorano insieme - piastre con una perdita iniziale, che simulano il lavoro di mensole di profili angolari, a T e cruciformi. Si tratta delle cosiddette mensole-piastre con un bordo pizzicato elasticamente e l'altro libero (vedi figura). Nelle opere, tale targa è indicata come tipo II.

È stato riscontrato che il carico di rottura, che caratterizza la capacità portante dell'asta, supera significativamente il carico P cr (m), al quale si verifica un'instabilità locale del profilo imperfetto. Dai grafici presentati in , si può notare che le deformazioni delle fibre longitudinali lungo il perimetro della sezione trasversale nella fase supercritica diventano estremamente diseguali. Nelle fibre lontane dalle nervature, le deformazioni di compressione diminuiscono con l'aumentare del carico, e a carichi vicini al limite, a causa della forte curvatura di queste fibre dovuta alle pieghe iniziali e alle frecce sempre crescenti di semionde longitudinali formate dopo l'instabilità locale, le deformazioni appaiono e crescono rapidamente.

Le sezioni della sezione trasversale con fibre longitudinali curve rilasciano le sollecitazioni, come se fossero disattivate dal funzionamento dell'asta, indebolendo la sezione effettiva e riducendone la rigidità. Pertanto, la capacità portante di un profilo a parete sottile non si limita all'instabilità locale. Il pieno carico, percepito dalle sezioni più rigide (meno curve) della sezione trasversale, può superare significativamente il valore di P cr (m) .

Otterremo una sezione efficace e ridotta, escluse le sezioni non funzionanti del profilo. Per fare ciò, utilizziamo l'espressione per la funzione di sollecitazione Ф k (x, y), che descrive stato di stress k-esima targa di tipo II (vedi ).

Passiamo alle sollecitazioni supercritiche σ kx (nella direzione della forza di compressione esterna), determinate nella sezione più sfavorevole dell'asta (x=0). Scriviamoli in forma generale:

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

dove le costanti di integrazione À km (m=1,2,…,6) e le frecce delle componenti di deflessione acquisite f kj (j=1,2) sono determinate dalla soluzione del sistema di equazioni risolutive . Questo sistema di equazioni include equazioni variazionali non lineari e condizioni al contorno che descrivono lavoro congiunto piastre di profilo imperfette. Le frecce f koj (j=1,2,…,5) componenti della deflessione iniziale della k-esima piastra sono determinate sperimentalmente per ogni tipo di profilo;
ℓ è la lunghezza della semionda formata durante l'instabilità locale;
s è la larghezza della piastra;

β c,d = cs 2 + dℓ 2 ;

β c,d,j = cs 4 + dl 2 s 2 + gl 4 ;

c, d, j sono numeri interi positivi.

La larghezza ridotta o effettiva della sezione ridotta della piastra-ripiano (tipo II) sarà indicata con sp Per determinarla, scriviamo le condizioni per il passaggio dalla sezione trasversale effettiva dell'asta a quella ridotta:

1. Le sollecitazioni nelle fibre longitudinali sulla faccia iniziale della piastra (a y=0) adiacente alla nervatura (vedi figura) rimangono le stesse ottenute dalla teoria non lineare (1):

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

Per determinare la sollecitazione σ k2 =σ k max è necessario sostituire in (1) l'ordinata della fibra longitudinale più caricata, che si ricava dalla condizione: ∂σ kx /∂y=0.

2. La somma delle forze interne nella piastra durante il passaggio alla sezione ridotta nella direzione della forza di compressione non cambia:

3. Il momento delle forze interne rispetto all'asse passante per la faccia iniziale (y=0) perpendicolare al piano della piastra rimane lo stesso:

Dalla figura, è ovvio che

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

Annotiamo il sistema di equazioni per determinare la larghezza ridotta della piastra s p Per fare ciò, sostituiamo (1) e (5) in (3) e (4):

dove α=πs/ℓ ; F kr,ξ =f kr f koξ +f kr f kξ +f kor f kξ ;
r, ξ sono interi positivi.

Il risultante sistema di equazioni (6) e (7) permette di determinare la larghezza ridotta sp di ciascuna delle piastre-mensole che compongono un'asta compressa a parete sottile che ha subito un instabilità locale. Quindi, l'effettivo sezione trasversale il profilo è stato sostituito con uno ridotto.

Il metodo proposto sembra essere utile sia in termini teorici che pratici per il calcolo della capacità portante di barre precurvate compresse a parete sottile, in cui la formazione d'onda locale è consentita in base alle esigenze operative.

Elenco bibliografico

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