О редуцированном сечении тонкостенных тавровых, уголковых и крестообразных профилей после местной потери устойчивости. Исследование местной устойчивости тонкостенных трапециевидных профилей при продольно-поперечном изгибе холкин евгений геннадьевич Описан

где, р - номер текущей итерации; vt - полная скорость скольжения металла по поверхности инструмента; vn - нормальная скорость движения металла; wn - нормальная скорость движения инструмента; st - напряжение трения;
- Напряжение текучести как функция параметров деформируемого металла, в данной точке; - Среднее напряжение; - Интенсивность скорости деформации; x0 - скорость деформации всестороннего сжатия; Kt - штрафной множитель на скорость скольжения металла по инструменту (уточняется методом итераций) Kn - штрафной множитель на проникновение металла в инструмент; m - условная вязкость металла, уточняется по методу гидродинамических приближений; - Напряжение натяжения или подпора при прокатке; Fn - площадь поперечного сечения конца трубы, к которому приложено натяжения или подпор.
Расчет деформационно-скоростного режима включает распределение по клетях состояния деформаций по диаметру, необходимой величины коэффициента пластического натяжения по состоянию Zобщ, расчет коэффициентов вытяжек, катают диаметров валков и частоты вращения двигателей главного привода с учетом особенностей его конструкции.
Для первых клетей стана, включая первую клеть, что катает, и для последних, размещенных после последней клети, катает, коэффициенты пластического натяжения в них Zср.i меньше необходимого Zобщ. Через такое распределение коэффициентов пластического натяжения по всем клетях стана расчетная толщина стенки на выходе из него больше, чем необходимо по маршруту редуцирования. Чтобы компенсировать недостаточную тянущую способность валков клетей, расположенных в первой и после последней клетей, что катают, надо с помощью итерационного вычисления найти такую ​​величину Zобщ, чтобы расчетная и заданная толщина стенки на выходе из состояния были одинаковыми. Чем больше величина необходимого общего коэффициента пластического натяжения по состоянию Zобщ, тем больше ошибка в его определении без итерационного вычисления.
После того, как итерационным вычислениям рассчитаны коэффициенты переднего и заднего пластического натяжения, толщины стенки трубы на входе и выходе ячеек деформации по клетях редукционного стана, окончательно определяем положение первой и последней клетей, что катают.
Конечно катая диаметр определяют через центральный угол qк.п. между вертикальной осью симметрии ручья валка и линией, проведенной из центра калибра, совпадает с осью прокатки в точку на поверхности ручья калибра, где на его поверхности находится нейтральная линия очага деформации, условно расположена параллельно оси прокатки. Величина угла qк.п., прежде всего, зависит от величины коэффициента заднего Zзад. и переднего Zпер. натяжения, а также коэффициента
вытяжки.
Определение катая диаметра по величине угла qк.п. обычно выполняют для калибра, имеет форму круга с центром в оси прокатки и диаметром, равным среднему диаметру калибра Dср.
Наибольшие погрешности при определении величины катая диаметра без учета фактических геометрических размеров калибра будут для случая, когда условия прокатки определяют его положение или у дна или у реборды калибра. Чем больше реальная форма калибра будет отличаться от принятого в расчетах круга, тем значительнее будет эта погрешность.
Максимально возможный диапазон изменения фактической величины диаметра, катает калибра представляет собой врез ручья валка. Чем большее количество валков образует калибр, тем будет больше относительная погрешность определения катая диаметра без учета фактических геометрических размеров калибра.
С увеличением частичного обжатия диаметра трубы в калибре растет отличие его формы от круглой. Так при увеличении обжатия диаметра трубы от 1 до 10% относительная погрешность в определении величины катая диаметра без учета фактических геометрических размеров калибра увеличивается от 0,7 до 6,3% для двухвалковая, 7,1% - для трехвалковая и 7,4% - для чотирьохвалковои "катая" клети когда по кинематических условиях прокатки катая диаметр расположенный по дну калибра.
Одновременное увеличение одинакового

Редуцирование осуществляется после дополнительного нагрева (или подогрева) труб до 850-1100 °С прокаткой их на многоклетевых непрерывных станах (с числом клетей до 24) без применения внутреннего инструмента (оправки). В зависимости от принятой системы работы этот процесс может протекать с увеличением толщины стенки или с ее уменьшением. В первом случае прокатку ведут без натяжения (или с очень незначительным натяжением); а во втором - с большим натяжением. Второй случай, как более прогрессивный, получил распространение в последнее десятилетие, так как позволяет осуществлять значительно большую редукцию, а уменьшение толщины стенки при этом расширяет сортамент прокатываемых труб более экономичными - тонкостенными трубами.

Возможность утонения стенки при редуцировании позволяет получать на основном трубопрокатном агрегате трубы с несколько большей толщиной стенки (иногда на 20-30%). Это заметно повышает производительность агрегата.

Вместе с тем во многих случаях сохранил свое значение и более старый принцип работы - свободное редуцирование без натяжения. В основном это относится к случаям редуцирования сравнительно толстостенных труб, когда даже при больших натяжениях заметно уменьшить толщину стенки становится затруднительным. Следует отметить, что во многих трубопрокатных цехах установлены редукционные станы, которые рассчитаны на свободную прокатку. Эти станы еще длительное время будут эксплуатироваться и, следовательно, редуцирование без натяжения будет широко применяться.

Рассмотрим, как изменяется толщина стенки трубы при свободном редуцировании, когда отсутствуют осевые усилия натяжения или подпора, а схема напряженного состояния характеризуется сжимающими напряжениями. В. JI. Колмогоров и А. 3. Глейберг, исходя из того, что действительное изменение стенки отвечает минимальной работе деформации, и используя принцип возможных перемещений, дали теоретическое определение изменения толщины стенки при редуцировании. При этом было сделано допущение, что неравномерность* деформации существенно не влияет на изменение толщины стенки, а силы внешнего трения не учиты вали, так как они значительно меньше внутренних сопротивлений. На 89 показаны кривые изменения толщины стенки от начальной SQ до заданной S для малоупрочняющихся сталей в зависимости от степени редуцирования от исходного диаметра DT0 ДО конечного DT (отношение DT/DTO) и геометрического фактора- тонкостейности труб (отношение S0/DT0).

При малых степенях редуцирования сопротивление продольному истечению оказывается больше сопротивления истечению внутрь, что вызывает утолщение стенки. С ростом величины деформации интенсивность утолщения стенки возрастает. Однако вместе с тем возрастает и сопротивление истечению внутрь трубы. При определенной величине редуцирования утолщение стенки достигает своего максимума и последующее увеличение степени редуцирования приводит к более интенсивному росту сопротивления истечению внутрь и в результате утолщение начинает уменьшаться.

Между тем обычно известна только толщина стенки готовой проредуци- рованной трубы и при использовании этих кривых приходится задаваться искомым значением, т. е. пользоваться методом последовательного приближения.

Характер изменения толщины стенки резко изменяется, если процесс осуществлять с натяжением. Как уже указывалось, наличие и величина осевых напряжений характеризуются скоростными условиями деформации на непрерывном стане, показателем которых является коэффициент кинематического натяжения.

При редуцировании с натяжением условия деформации концов труб отличаются от условий деформации середины трубы, когда процесс прокатки уже стабилизировался. В процессе заполнения стана или при выходе трубы из стана концы трубы воспринимают лишь часть натяжения, а прокатка, например в первой клети до момента захода трубы во вторую клеть, вообще проходит без натяжения. В результате концы труб всегда утолщаются, что является недостатком процесса редуцирования с натяжением.

Величина обрези может быть несколько меньше длины утолщенного конца из-за использования плюсового допуска на толщину стенки. Наличие утолщенных концов в значительной мере влияет на экономичность процесса редуцирования, так как эти концы подлежат обрезке и являются невозвратимыми издержками производства. В связи с этим процесс прокатки с натяжением применяют только в случае получения после редуцирования труб длиной более 40-50 м, когда относительные потери в обрезь снижаются до уровня, характерного для любого другого способа прокатки.

Приведенные методы расчета изменения толщины стеьжи позволяют в конечном итоге определять коэффициент вытяжки как для случая свободного редуцирования, так и для случая прокатки с натяжением.

При обжатии, равном 8-10%, и при коэффициенте пластического натяжения 0,7-0,75 величина пробуксовки характеризуется коэффициентом ix = 0,83-0,88.

Из рассмотрения формул (166 и 167) нетрудно заметить, как точно должны соблюдаться скоростные параметры в каждой клети, чтобы прокатка протекала по расчетному режиму.

Групповой привод валков в редукционных станах старой конструкции имеет постоянное соотношение числа оборотов валков во всех клетях, которые только в частном случае для труб одного размера могут соответствовать режиму свободной прокатки. Редуцирование труб всех других размеров будет происходить с другими вытяжками, следовательно, свободный режим прокатки не будет выдерживаться. Практически в таких станах всегда процесс протекает с небольшим натяжением. Индивидуальный привод валков каждой клети с тонкой регулировкой их скорости позволяет создавать разные режимы натяжения, в том числе и режим свободной прокатки.

Поскольку переднее и заднее натяжения создают моменты, направленные в разные стороны, то общий момент вращения валков в каждой клети может возрастать или уменьшаться в зависимости от соотношения усилий переднего и заднего натяжения.

В этом отношении условия, в которых находятся начальные и последние 2-3 клети, неодинаковы. Если момент прокатки в первых клетях по мере прохождения трубы в последующих клетях уменьшается за счет натяжения, то момент прокатки в последних клетях, наоборот, должен быть выше, так как эти клети испытывают в основном заднее натяжение. И лишь в средних клетях в связи с близкими значениями переднего и заднего натяжения момент прокатки при установившемся режиме мало отличается от расчетного. При прочностном расчете узлов привода стана, работающего с натяжением, необходимо иметь в виду, что момент прокатки кратковременно, но весьма резко возрастает в период захвата трубы валками, что объясняется большой разницей в скоростях трубы и валков. Возникающая при этом пиковая нагрузка, превышающая установившуюся иногда в несколько раз (особенно при редуцировании с большим натяжением), может послужить причиной поломок механизма привода. Поэтому при расчетах эту пиковую нагрузку учитывают введением соответствующего коэффициента, принимаемого равным 2-3.

ДИПЛОМНАЯ РАБОТА НА ТЕМУ:

Производство труб

1. СОРТАМЕНТ И ТРЕБОВАНИЯ НОРМАТИВНОЙ ДОКУМЕНТАЦИИ К ТРУБАМ

1.1 Сортамент труб

ОАО “КресТрубЗавод” является одним из крупнейших производителей трубной продукции в нашей стране. Его продукция успешно продается как внутри страны так и за рубежом. Выпускаемая на заводе продукция соответствует требованиям отечественных и зарубежных стандартов. Международные сертификаты качества выданы такими организациями как: американский нефтяной институт (API), немецкий сертификационный центр TUV – Рейленд.

Цех Т-3 является одним из основных цехов предприятия, выпускаемая им продукция соответствует стандартам представленным в табл. 1.1.

Таблица 1.1 - Стандарты изготовляемых труб

В цехе производятся трубы из углеродистых, легированных и высоко легированных марок сталей диаметром D=28-89мм и толщиной стенки S=2,5-13мм.

В основном цех специализируется на выпуске насосно-компрессорных труб, труб общего назначения и труб предназначенных для последующего холодного передела.

Механические свойства выпускаемых труб должны соответствуют указанным в табл. 1.2.

1.2 Требование нормативной документации

Производство труб в цехе Т-3 КресТрубЗавод ведется по различным нормативным документам таким как ГОСТ, API, DIN, NFA, ASTM и другим. Рассмотрим требования предъявляемые DIN 1629.

1.2.1Сортамент

Данный стандарт распространяется на бесшовные круглые трубы из нелегированных сталей. Химический состав сталей используемых для производства труб приведен в табл.1.3.

Таблица 1.2 - Механические свойства труб

Таблица 1.3 - Химический состав сталей

Трубы изготовленные по данному стандарту применяются прежде всего в различных аппаратах при изготовлении резервуаров и прокладке трубопроводов, а также в общем машиностроении и приборостроении.

Размеры и предельные отклонения труб приведены в табл.1.4., табл.1.5., табл.1.6.

Длина трубы определяется расстоянием между ее торцами. Виды длины труб приведены в табл.1.4.

Таблица 1.4 - Виды длины и допустимые отклонения длины

Таблица 1.5 - Допустимые отклонения диаметра

Таблица 1.6 - Допустимые отклонения толщины стенки

Трубы должны быть как можно более круглыми. Отклонение от округлости должно лежать в пределах допустимых отклонений для наружного диаметра.

Трубы должны быть прямыми на глаз, в случае необходимости могут быть установлены специальные требования к прямизне.

Трубы должны быть обрезаны перпендикулярно к оси трубы и не должны иметь заусенцев.

Значения для линейных масс (веса) приведены в стандарте DIN 2448. Допускаются следующие отклонения от этих значений:

для отдельной трубы + 12%– 8%,

для поставки весом не менее 10т +10%–5%.

В стандартном обозначении для труб соответствующих DIN 1629 указывается:

Наменование (труба);

Основной номер размерного стандарта DIN (DIN 2448);

Основные размеры трубы (наружный диаметр ×толщина стенки);

Основной номер технических условий поставки (DIN 1629);

Сокращенное наименование марки стали.

Пример условного обозначения трубы по DIN 1629 с наружным диаметром 33,7 мм и толщиной стенки 3,2 мм из стали St 37.0:

Труба DIN 2448–33,7×3,2

DIN 1629–St 37.0.

1.2.2 Технические требования

Трубы должны изготовляться всоответствии с требованиями стандарта и по технологическим регламентам, утвержденным в установленном порядке.

На наружной и внутренней поверхности труб и муфт не должно быть плен, раковин, закатов, расслоений, трещин и песочин.

Допускается вырубка и зачистка указанных дефектов при условии, что их глубина не превышает предельного минусового отклонения по толщине стенки. Заварка, зачеканка или заделка дефектных мест не допускается.

В местах, где толщина стенки может быть измерена непосредственно, глубина дефектных мест может превышать указанную величину при условии сохранения минимальной толщины стенки, определяемой как разность между номинальной толщиной стенки трубы и предельным для нее минусовым отклонением.

Допускаются отдельные незначительные забоины, вмятины, риски, тонкий слой окалины и другие дефекты, обусловленные способом производства, если они не выводят толщину стенки за пределы минусовых отклонений.

Механические свойства (предел текучести, предел прочности при растяжении, относительное удлинение при разрыве) должны соответствовать значениям приведенным в табл.1.7.

Таблица 1.7 - Механические свойства

1.2.3 Правила приемки

Трубы предъявляются к приемке партиями.

Партия должна состоять из труб одного условного диаметра, одной толщины стенки и группы прочности, одного типа и одного исполнения и сопровождаться единым документом, удостоверяющим соответствие их качества требованиям стандарта и содержащим:

Наименование предприятия-изготовителя;

Условный диаметр труб и толщину стенки в миллиметрах, длину труб в метрах;

Тип труб;

Группу прочности, номер плавки, массовую долю серы и фосфора для всех входящих в партию плавок;

Номера труб (от - до для каждой плавки);

Результаты испытаний;

Обозначение стандарта.

Проверке внешнего вида, величины дефектов и геометрических размеров и параметров должна быть подвергнута каждая труба партии.

Массовая доля серы и фосфора должна проверяться с каждой плавки. Для труб, изготовляемых из металла другого предприятия, массовая доля серы и фосфора должна удостоверяться документом о качестве предприятия изготовителя металла.

Для проверки механических свойств металла отбирают по одной трубе каждого размера от каждой плавки.

Для проверки на сплющивание отбирают по одной трубе от каждой плавки.

Испытанию на герметичность внутренним гидравлическим давлением должна быть подвергнута каждая труба.

При получении неудовлетворительных результатов испытаний хотя бы по одному из показателей по нему проводят повторные испытания на удвоенной выборке от той же партии. Результаты повторных испытаний распространяются на всю партию.

1.2.4 Методы испытаний

Осмотр наружной и внутренней поверхности труб и муфт производится визуально.

Глубина залегания дефектов должна проверяться надпиловкой или другим способом в одном-трех местах.

Проверка геометрических размеров и параметров труб и муфт должна осуществляться с помощью универсальных измерительных средств или специальных приборов, обеспечивающих необходимую точность измерения, в соответствии с технической документацией, утвержденной в установленном порядке.

Изогнутость на концевых участках трубы определяется, исходя из величины стрелы прогиба, и вычисляется как частное от деления стрелы прогиба в миллиметрах на расстояние от места - измерения до ближайшего конца трубы в метрах.

Проверка труб по массе должна производиться на специальных средствах для взвешивания c точностью, обеспечивающей требования настоящего стандарта.

Испытание на растяжение должно проводиться по DIN 50 140 на коротких продольных образцах.

Для проверки механических свойств металла от каждой отобранной трубы вырезают по одному образцу. Образцы должны вырезаться вдоль любого конца трубы методом, не вызывающим изменения структуры и механических свойств металла. Допускается выпрямлять концы образца для захвата зажимами испытательной машины.

Продолжительность испытания гидравлическим давлением должны быть не менее 10 с. При испытании в стенке трубы не должно обнаруживаться течи.

1.2.5 Маркировка, упаковка, транспортирование и хранение

Маркировка труб должна проводиться в следующем объёме:

На каждой трубе на расстоянии 0,4-0,6 м от ее конца должна быть четко нанесена маркировка ударным способом или накаткой:

Номер трубы;

Товарный знак предприятия-изготовителя;

Месяц и год выпуска.

Место нанесения маркировки должно быть обведено или подчеркнуто устойчивой светлой краской.

Высота знаков маркировки должна быть 5-8 мм.

При механическом способе нанесения маркировки труб допускается расположение ее в один ряд. Допускается на каждой трубе маркировать номер плавки.

Рядом с маркировкой ударным способом или накаткой на каждой трубе должна быть нанесена маркировка устойчивой светлой краской:

Условный диаметр трубы в миллиметрах;

Толщина стенки в миллиметрах;

Вид исполнения;

Наименование или товарный знак предприятия-изготовителя.

Высота знаков маркировки должна быть 20-50 мм.

Все знаки маркировки должны быть нанесены вдоль образующей трубы. Допускается наносить знаки маркировки перпендикулярно образующей способом накатки.

При погрузке в одном вагоне должны быть трубы только одной партии. Трубы транспортируют в пакетах, прочно увязанных не менее чем в двух местах. Масса пакета не должна превышать 5 т, а по требованию потребителя - 3 т. Допускается отгрузка в одном вагоне пакетов труб разных партий, при условии их разделения.

2. ТЕХНОЛОГИЯ И ОБОРУДОВАНИЕ ДЛЯ ПРОИЗВОДСТВА ТРУБ

2.1 Описание основного оборудования цеха Т-3

2.1.1 Описание и краткая техническая характеристика печи с шагающим подом (ПШП)

Печь с шагающим подом цеха Т-3 предназначена для нагрева круглых заготовок диаметром 90...120 мм, длиной З...10 м из углеродистых, низколегированных и нержавеющих марок сталей перед прошивкой на ТПА-80.

Печь расположена в помещении цеха Т-3 на втором этаже в пролётах А и Б.

Проект печи выполнен Гипромезом города Свердловска в 1984 году. Ввод в эксплуатацию осуществлён в 1986 году.

Печь представляет собой жесткую металлоконструкцию, зафутерованную изнутри огнеупорным и теплоизоляционным материалами. Внутренние размеры печи: длина - 28,87 м, ширина - 10,556 м, высота - 924 и 1330 мм, эксплуатационные характеристики печи представлены в табл.2.1. Под печи выполнен в виде неподвижных и подвижных балок, с помощью которых заготовки транспортируются через печь. Балки зафутерованы теплоизоляционным и огнеупорным материалами и обрамлены специальной гарнитурой из жаропрочного литья. Верхняя часть балок выполнена из муллитокорундовой массы МК-90. Свод печи выполнен подвесным из фасонных огнеупорных материалов и изолирован теплоизоляционным материалом. Для обслуживания печи и ведения технологического процесса стены оборудованы рабочими окнами, окном загрузки и окном выгрузки металла. Все окна оборудованы заслонками. Отопление печи осуществляется природным газом, сжигаемым с помощью горелок типа ГР (горелка радиационная низкого давления), установленных на своде. Печь разделена на 5 тепловых зон по 12 горелок в каждой. Воздух для горения подаётся двумя вентиляторами ВМ-18А-4, один из которых служит резервным. Дымовые газы удаляются через дымосборник, расположенный на своде в начале печи. Далее, по системе металлических футерованных дымопроводов и боровов с помощью двух дымососов ВГДН-19 дымовые газы выбрасываются в атмосферу. На дымопроводе установлен петлевой двухходовой трубчатый 6-и секционный петлевой рекуператор (СР-250) для подогрева воздуха подаваемого на горение. Для более полной утилизации тепла отходящих газов система дымоудаления оборудована однокамерной печью для подогрева оправок (ППО).

Выдача нагретой заготовки из печи осуществляется с помощью внутреннего водоохлаждаемого рольганга, ролики которого имеют жаропрочную насадку.

Печь оборудована системой промышленного телевидения. Между пультами управления и щитом КИПиА предусмотрена громкоговорящая связь.

Печь оснащена системами автоматического регулирования теплового режима, автоматической безопасности, узлами контроля параметров работы и сигнализации отклонения параметров от нормы. Автоматическому регулированию подвергаются следующие параметры:

Температура печи в каждой зоне;

Соотношение «газ-воздух» по зонам;

Давление газа перед печью;

Давление в рабочем пространстве печи.

Кроме автоматических режимов предусмотрен дистанционный режим. Система автоматического контроля включает:

Температуру печи по зонам;

Температуру по ширине печи в каждой зоне;

Температуру уходящих из печи газов;

Температуру воздуха после рекуператора по зонам;

Температуру уходящих газов перед рекуператором;

Температуру дыма перед дымососом;

Расход природного газа на печь;

Расход воздуха на печь;

Разряжение в борове перед дымососом;

Давление газа в общем коллекторе;

Давление газа и воздуха в зонных коллекторах;

Давление в печи.

На печи предусмотрена отсечка природного газа со светозвуковой сигнализацией при падении давления газа и воздуха в зонных коллекторах.

Таблица 2.1 - Эксплуатационные параметры печи

Аварийная звуковая сигнализация срабатывает также при:

Повышении температуры в 4-й и 5-й зонах (t cp = 1400°C);

Повышении температуры дымовых газов перед рекуператором (t с p = 850°С);

Повышении температуры дымовых газов перед дымососом (t cp =400°C);

Падении давления охлаждающей воды (р ср = 0,5 атм).

2.1.2 Краткая техническая характеристика линии горячей резки

Линия горячей резки заготовки предназначена для задачи нагретой штанги в ножницы, резки заготовки на необходимые длины, отвод резаной заготовки от ножниц.

Краткая техническая характеристика линии горячей резки представлена в табл.2.2.

В состав оборудования линии горячей резки входят сами ножницы (конструкции СКМЗ) для резки заготовки, передвижной упор, транспортный рольганг, защитный экран для предохранения оборудования от теплового излучения из окна выгрузки ПШП. Ножницы рассчитаны на безотходный раскрой металла, однако если в результате каких либо аварийных причин образуется остаточная обрезь, то для ее сбора установлен желоб и короб в приямке, около ножниц. В любом случае работа линии горячей резки заготовки должна быть организована так, чтобы исключить образование обрези.

Таблица 2.2 - Краткая техническая характеристика линии горячей резки

После нагрева штанги и выдачи ее, она проходит через термостат (для уменьшения падения температуры по длине заготовки), доходит до передвижного упора и разрезается на заготовки необходимой длины. После производства реза, передвижной упор поднимается с помощью пневмоцилиндра, заготовка транспортируется по рольгангу. После ее прохода за упор, он опускается в рабочее положение и цикл реза повторяется. Для удаления окалины из-под роликов рольганга, ножниц горячей резки предусмотрена система гидросбива окалины, для удаление обрези – желоб и приемный короб. Заготовка после ухода с рольганга линии горячей резки, попадает на приемный рольганг прошивного стана.

2.1.3 Устройство и техническая характеристика основного и вспомогательного оборудования участка прошивного стана

Прошивной стан предназначен для прошивки сплошной заготовки в полую гильзу. На ТПА-80 установлен 2-х валковый прошивной стан с бочковидными или чашевидными валками и направляющими линейками. Техническая характеристика прошивного стана представлена в табл.2.3.

Перед прошивным станом имеется водоохлаждаемый рольганг, предназначенный для приёма заготовки с линии горячей резки и транспортирования её к зацентровщику. Рольганг состоит из 14 водоохлаждаемых роликов с индивидуальным приводом.

Таблица 2.3 - Техническая характеристика прошивного стана

Зацентровщик предназначен для выбивки центрового углубления диаметром 20…30 мм и глубиной 15…20 мм на торце нагретой заготовки и представляет собой пневмоцилиндр, в котором скользит ударник с наконечником.

После зацентровки нагретая заготовка поступает на решетку для последующей передачи её в желоб переднего стола прошивного стана.

Передний стол прошивного стана предназначен для приёма нагретой заготовки, скатывающейся по решетке, совмещения оси заготовки с осью прошивки и удержания её во время прошивки.

На выходной стороне стана установлены роликовые центрователи стержня оправки, которые поддерживают и центрируют стержень, как перед прошивкой, так и в процессе прошивки, когда на него действуют высокие осевые усилия и возможен его продольный изгиб.

За центрователями расположен стационарный упорно-регулировочный механизм с открывающейся головкой, он служит для восприятия осевых усилий, действующих на стержень с оправкой, корректировки положения оправки в очаге деформации и пропуска гильзы за пределы прошивного стана.

2.1.4 Устройство и техническая характеристика основного и вспомогательного оборудования участка непрерывного стана

Непрерывный стан предназначен для прокатки черновых труб диаметром 92мм с толщиной стенки 3…8 мм. Прокатка ведётся на длинной плавающей оправке длиной 19,5 м. Краткая техническая характеристика непрерывного стана приведена в табл.2.4., в табл.2.5. приведены передаточные числа редукторов.

При прокатке непрерывный стан работает следующим образом: рольгангом за прошивным станом гильза транспортируется со скоростью 3 м/с к передвижному упору и, после остановки, с помощью цепного транспортёра передаётся на решетку перед непрерывным станом и откатывается на рычаги дозатора.

Таблица 2.4 - Краткая техническая характеристика непрерывного стана

Если на гильзе имеются дефекты, оператор ручным включением перекрывателя и отталкивателей направляет её в карман.

Годная гильза при спущенных рычагах дозатора скатывается в желоб, прижимается рычагами прижима, после чего в гильзу с помощью задающих роликов вводится оправка. По достижении передним концом оправки переднего обреза гильзы прижим отпускается, и гильза с помощью вталкивающих роликов задается в непрерывный стан. При этом скорость вращения тянущих роликов оправки и гильзы задаётся таким образом, чтобы к моменту захвата гильзы первой клетью непрерывного стана передний конец оправки был выдвинут на 2,5…3 м.

После прокатки на непрерывном стане черновая труба с оправкой поступает на извлекатель оправок, краткая техническая характеристика представлена в табл.2.6. После чего труба рольгангом транспортируется в район обрезки заднего конца и подходит к стационарному упору на участке обрезки заднего конца трубы, техническая характеристика оборудования участка ПОЗК приведена в табл.2.7. Достигнув упора труба сбрасывается шнековым выбрасывателем на решетку перед выравнивающим рольгангом. Далее труба скатывается по решетке на выравнивающий рольганг, подходит к упору, определяющему длину обрезки, и поштучно укладывателем передаётся с выравнивающего рольганга на решетку перед отводящим рольгангом, при этом во время перемещения происходит обрезка заднего конца трубы.

Обрезанный конец трубы передаётся транспортером для уборки обрезков в контейнер для металлического лома, расположенный вне цеха.

Таблица 2.5 - Передаточное отношение редукторов непрерывного стана и мощность двигателей

Таблица 2.6 - Краткая техническая характеристика извлекателя оправок

Таблица 2.7 - Краткая техническая характеристика участка обрезки заднего конца трубы

2.1.5 Принцип действия основного и вспомогательного оборудования участка редукционного стана и холодильника

Оборудование данного участка предназначено для транспортирования черновой трубы через установку индукционного нагрева, прокатки на редукционном стане, охлаждения и дальнейшей транспортировки её к участку пил холодной резки.

Подогрев черновых труб перед редукционным станом осуществляется в нагревательной установке ИНЗ - 9000/2,4 состоящей из 6-и нагревательных блоков (12 индукторов) размещённых непосредственно перед редукционным станом. Трубы поступают в индукционную установку одна за другой непрерывным потоком. При отсутствии поступления труб с непрерывного стана (при остановке проката) разрешается подача в индукционную установку отложенных «холодных» труб поштучно. Длина задаваемых в установку труб не должна быть более 17,5 м.

Тип редукционного стана - 24-х клетевой, 3-х валковый с двух опорным положением валков и индивидуальным приводом клетей.

После прокатки на редукционном стане труба поступает или в спрейер и на охладительный стол, или сразу на охладительный стол стана, в зависимости от требований к механическим свойствам готовой трубы.

Конструкция и технические характеристики спрейера, а также параметры охлаждения труб в нём являются коммерческой тайной «ОАО КресТрубЗавод» и в данной работе не приводятся.

В табл.2.8. представлена техническая характеристика нагревательной установки, в табл.2.9.– краткая техническая характеристика редукционного стана.

Таблица 2.8 - Краткая техническая характеристика нагревательной установки ИНЗ-9000/2,4

2.1.6 Оборудование для порезки труб на мерные длины

Для порезки труб на мерные длины в цехе Т-3 применяют пилу пакетной резки фирмы «Вагнер» модели WVC 1600R, техническая характеристика которых приведена в табл. 2.10. Так же применяются пилы модели KV6R – техническая характеристика в табл.2.11.

Таблица 2.9 - Краткая техническая характеристика редукционного стана

Таблица 2.10 - Техническая характеристика пилы WVC 1600R

2.1.7 Оборудование для правки труб

Трубы, порезанные на мерные длины в соответствии с заказом, отправляются на правку. Правка осуществляется на правильных машинах РВВ320х8, предназначенных для правки труб и прутков из углеродистых и низколегированных марок сталей в холодном состоянии с исходной кривизной до 10 мм на 1 погонный метр. Техническая характеристика правильной машины РВВ 320х8 приведена в табл. 3.12.

Таблица 2.11 - Техническая характеристика пилы модели KV6R

Таблица 2.12 - Техническая характеристика правильной машины РВВ 320х8

2.2 Существующая технология производства труб на ТПА-80 ОАО “КресТрубЗавод”

Поступающая в цех заготовка в виде штанг, складируется на внутреннем складе. Перед запуском в производство она на специальном стеллаже подвергается выборочному осмотру, если это необходимо - ремонту. На участке подготовки заготовки установлены весы для контроля за весом, запущенного металла в производство. Заготовки со склада электромостовым краном подаются на загрузочную решетку перед печью и загружаются в нагревательную печь шагающим подом в соответствии с графиком и темпом проката.

Соблюдение схемы укладки заготовок, производится визуально посадчиком металла. Заготовка в печь загружается поштучно в каждый, через один или несколько шагов направляющих плит подвижных балок в зависимости от темпа проката и кратности реза. При смене марки стали, плавки и типоразмера труб посадчик производит разделение марок стали, плавок следующим образом: при длине заготовки 5600-8000мм плавки разделяются путем смещения двух первых штанг по ширине печи; марки стали разделяются путем смещения четырех первых штанг по ширине печи; при длине заготовки 9000-9800мм разделение марок стали, плавок друг от друга производится при посаде с интервалом 8-10 шагов, а также подсчетом количества посаженной в ПШП и выданной заготовки, которые контролируются нагревальщиком металла ПШП и резчиком ножниц горячей резки путем сверки с пультами управления. ТПА-80; при изменении размера (перевалке стана) прокатываемых труб, посад металла в печь прекращается за “5-6 шагов” до остановки стана, при остановке на перевалку металл “отшагивается на 5-6 шагов” назад. Перемещение заготовок через печь осуществляется тремя подвижными балками. В паузах цикла перемещения подвижные балки устанавливаются на уровне пода. Необходимое время нагрева обеспечивается путем измерения времени цикла шага. Избыточное давление в рабочем пространстве должно быть от 9,8 Па до 29,4 Па, коэффициент расхода воздуха =1,1 - 1,2.

При нагреве в печи заготовок различных марок сталей, продолжительность нагрева обуславливается тем металлом, время пребывания в печи у которого наибольшее. Качественный нагрев металла обеспечивается равномерным прохождением заготовок по всей длине печи. Нагретые заготовки выдаются на внутренний рольганг выгрузки, и выдаются им на линию горячей резки.

Для уменьшения подстуживания заготовок при простоях предусмотрен термостат на рольганге транспортировки нагретых заготовок к ножницам, а также возможность возврата (включением на реверс) не разрезанной заготовки в печь и нахождение ее в течении простоя.

Во время работы возможна горячая остановка печи. Горячей остановкой печи считается остановка без отключения подачи природного газа. При горячих остановках подвижные балки печи устанавливаются на уровне неподвижных. Окна загрузки и выгрузки закрываются. Коэффициент расхода воздуха с помощью задатчика "топливо-воздух" снижается с 1,1-1,2 до 1,0:-1,1. Давление в печи на уровне пода становится положительным. При остановках стана: до 15 минут - температуру по зонам устанавливают на нижнем пределе, и “отшагивают” металл на два шага; от 15 минут до 30 минут - температуру в зонах III, IV, V снижают на 20-40 0 С, в зонах I, II на 30-60 0 С от нижнего предела; свыше 30 минут - температуру по всем зонам уменьшают на 50-150 0 C по сравнению с нижним пределом в зависимости от продолжительности простоя. Заготовки " отшагивают" назад на 10 шагов. При продолжительности простоя от 2х до 5 часов необходимо освобождать от заготовок IV и V зоны печи. Заготовки из зон I и II выгружают в карман. Выгрузку металла осуществляет посадчик металла с ПУ-1. Температуру в V и IV зонах снижают до 1000-I050 0 С. При остановках более 5 часов вся печь освобождается от металла. Подъем температуры осуществляют ступенчато на 20-30 0 С, при скорости подъема температуры 1,5-2,5 0 С/мин. При увеличении времени нагрева металла из-за низкого темпа проката, температуру в I, II, III зонах понижают на б0 0 С, 40 0 С, 20 0 С соответственно от нижнего предела, а температуру в зонах IV, V на нижнихпределах. В целом же при стабильной работе всего агрегата температура по зонам распределяется следующим образом (табл. 2.13).

После нагрева заготовка попадает на линию горячей резки заготовки. В состав оборудования линии горячей резки входят сами ножницы для резки заготовки, передвижной упор, транспортный рольганг, защитный экран для предохранения оборудования от теплового излучения из окна выгрузки печи с шагающим подом. После нагрева штанги и выдачи ее, она проходит через термостат, доходи до передвижного упора и разрезается на заготовки необходимой длины. После производства реза передвижной упор поднимается с помощью пневмоцилиндра, заготовка транспортируется по рольгангу. После ее прохода за упор он опускается в рабочее положение и цикл реза продолжается.

Таблица 2.13 - Распределение температуры в печи по зонам

Мерная заготовка рольгангом за ножницами передается к зацентровщику. Зацентрованная заготовка выбрасывателем передается на решетку перед прошивным станом, по которой скатывается к задержнику и при готовности выходной стороны передается в желоб, который закрывается крышкой. С помощью вталкивателя, при поднятом упоре заготовка задается в зону деформации. В зоне деформации осуществляется прошивка заготовки на оправке, удерживаемой стержнем. Стержень упирается в стакан упорной головки упорно-регулировочного механизма, открытие которой не допускает замок. Продольный изгиб стержня от осевых усилий, возникающих при прокатке, предотвращается закрытыми центрователями, оси которых параллельны оси стержня.

В рабочем положении ролики сводятся вокруг стержня пневмоцилиндром через систему рычагов. По мере приближения переднего торца гильзы ролики центрователей последовательно разводятся. После окончания прошивки заготовки, пневмоцилиндром сводятся первые ролики, которые перемещают гильзу от валков для возможности захвата рычагами перехватчика стержня, затем откидывается замок и передняя головка, сводятся ролики выдающие и гильза на повышенной скорости выдается на повышенной скорости выдается за упорную головку на рольганг за прошивным станом.

После прошивки гильза по рольгангу транспортируется до передвижного упора. Далее гильза перемещается цепным транспортером на входную сторону непрерывного стана. После транспортера гильза по наклонной решетке скатывается к дозатору, задерживающему гильзу пред входной стороной непрерывного стана. Под направляющими наклонной решетки расположен карман для сбора бракованных гильз. С наклонной решетки гильза сбрасывается в приемный желоб непрерывного стана с прижимами. В это время в гильзу при помощи одной пары фрикционных роликов вводится длинная оправка. По достижении передним концом оправки переднего торца гильзы прижим гильзы отпускается, на гильзу сводятся две пары тянущих роликов и гильза с оправкой задается в непрерывный стан. При этом скорость вращения тянущих роликов оправки и тянущих роликов гильзы рассчитана таким образом, чтобы в момент захвата гильзы первой клетью непрерывного стана выдвижение оправки из гильзы составляло 2,5-3,0 м. В связи с этим, линейная скорость тянущих роликов оправок должна быть в 2,25-2,5 раза выше линейной скорости тянущих роликов гильзы.

Прокатанные трубы с оправками попеременно передаются на ось одного из оправкоизвлекателей. Головка оправки проходит через люнет извлекателя и захватывается вставкой захвата, а труба в кольцо люнета. При движении цепи оправка выходит из трубы и попадает на цепной транспортер, который передает ее на сдвоенный рольганг, транспортирующий оправки от обоих извлекателей в ванну для охлаждения.

После извлечения оправки черновая труба поступает на пилы для обрезки заднего разлохмаченного конца.

После индукционного нагрева трубы задаются в редукционный стан, имеющий двадцать четыре трехвалковые клети. В редукционном стане количество работающих клетей определяется в зависимости размеров прокатываемых труб (от 9 до 24 клетей), причем исключаются клети, начиная с 22 в сторону уменьшения номеров клетей. Клети 23 и 24 участвуют во всех программах прокатки.

Во время прокатки валки непрерывно охлаждаются водой. При перемещении труб по охладительному столу в каждом звене его должно находиться не более одной трубы. При прокатке передельных горячедеформированных труб, предназначенных для изготовления насосно-компрессорных труб группы прочности "К" из стали марки 37Г2С после редукционного стана осуществляется ускоренное регулируемое охлаждение труб в спрейерах.

Скорость прохождения труб через спрейера должна быть стабилизирована со скоростью редукционного стана. Контроль за стабилизацией скоростей осуществляет оператор согласно эксплуатационной инструкции.

После редуцирования трубы поступают на реечный охладительный стол с шагающими балками где они охлаждаются.

За охладительным столом трубы собираются в однослойные пакеты для обрези концов и порезки на мерные длины на пилах холодной резки.

Готовые трубы поступают на стол осмотра ОТК, после осмотра трубы увязывают в пакеты и отправляют на склад готовой продукции.

2.3 Обоснование проектных решений

При поштучном редуцировании труб с натяжением на РРС возникает существенная продольная разностенность концов труб. Причиной концевой разностенности труб является нестабильность осевых натяжений в нестационарных режимах деформации при заполнении и освобождении рабочих клетей стана металлом. Концевые участки редуцируются в условиях значительно меньших продольных растягивающих напряжений, чем основная (средняя) часть трубы. Увеличение толщины стенки на концевых участках, превосходящее допустимые отклонения, делает необходимым удаление в обрезь значительной части готовой трубы

Нормы концевой обрези редуцированных труб на ТПА-80 ОАО “КресТрубЗавод” приведены в табл. 2.14.

Таблица 2.14 - Нормы обрези концов труб на ТПА-80 ОАО “КресТрубЗавод”

2.4 Обоснование проектных решений

При поштучном редуцировании труб с натяжением на РРС возникает существенная продольная разностенность концов труб. Причиной концевой разностенности труб является нестабильность осевых натяжений в нестационарных режимах деформации при заполнении и освобождении рабочих клетей стана металлом. Концевые участки редуцируются в условиях значительно меньших продольных растягивающих напряжений, чем основная (средняя) часть трубы. Увеличение толщины стенки на концевых участках, превосходящее допустимые отклонения, делает необходимым удаление в обрезь значительной части готовой трубы.

Нормы концевой обрези редуцированных труб на ТПА-80 ОАО “КресТрубЗавод” приведены в табл. 2.15.

Таблица 2.15 - Нормы обрези концов труб на ТПА-80 ОАО “КресТрубЗавод”

где ПК-передний утолщенный конец трубы; ЗК- задний утолщенный конец трубы.

Ориентировочно годовые потери металла в утолщенные концы труб в цехе Т-3 ОАО “КресТрубЗавод” составляют 3000 тонн. При сокращении длины и веса обрезаемых утолщенных концов труб на 25%, годовой прирост прибыли составит около 20 миллионов руб. Кроме того, будет обеспечена экономия затрат на инструмент пил пакетной резки, электроэнергию и т.д..

Кроме того, при производстве передельной заготовки для волочильных цехов можно снизить продольную разностенность труб, сэкономленный металл за счет снижения продольной разностенности использовать для дальнейшего увеличения объемов производства горячекатаных и холоднодеформированных труб.

3. РАЗРАБОТКА АЛГОРИТМОВ УПРАВЛЕНИЯ РЕДУКЦИОННЫМ СТАНОМ ТПА-80

3.1 Состояние вопроса

Непрерывные трубопрокатные агрегаты являются наиболее перспективными высокопроизводительными установками для производства горячекатаных бесшовных труб соответствующего сортамента.

В состав агрегатов входят прошивной, непрерывный оправочный и редукционные растяжные станы. Непрерывность технологического процесса, автоматизация всех транспортных операций, большая длина прокатываемых труб обеспечивают высокую производительность, хорошее качество труб по поверхности и геометрическим размерам

В последние десятилетия продолжалось интенсивное развитие производства труб способом непрерывной прокатки: построены и введены в эксплуатацию (в ""Италии, Франции, США, Аргентине), реконструированы (в Японии) цехи непрерывной прокатки, поставлено оборудование для новых цехов (в КНР), разработаны и внедрены проекты строительства цехов (во Франции, Канаде, США, Японии, Мексике) .

По сравнению с агрегатами, введенными в эксплуатацию в 60-е года, новые станы имеют существенные отличия: на них изготовляют, в основном, трубы нефтяного сортамента, в связи с чем в цехах сооружаются крупные участки для отделки этих труб, включающие оборудование для высадки их концов, термообработки, нарезки труб, производства муфт и т.п.; значительно расширился диапазон размеров труб: максимальный диаметр возрос с 168 до 340 мм, толщина стенки - с 16 до 30 мм, что стало возможным благодаря освоению на непрерывных станах процесса прокатки на длинной оправке, перемещающейся с регулируемой скоростью, взамен плавающей. На новых трубопрокатных агрегатах используют непрерывно-литую заготовку (квадратную и круглую), что обеспечило существенное улучшение технико-экономических показателей их работы.

Для нагрева заготовок по-прежнему широко применяются кольцевые печи (ТПА 48-340, Италия), наряду с этим начинают использовать печи с шагающим подом (ТПА 27-127, Франция, ТПА 33-194, Япония) . Во всех случаях высокая производительность современного агрегата обеспечивается путем установки одной печи большой, единичной мощности (производительность до 250 т/ч). Для подогрева труб перед редуцированием (калиброванием) применяют печи с шагающими балками.

Основным станом для получения гильз продолжает оставаться двухвалковый стан винтовой прокатки, конструкция которого совершенствуется, например, путем замены неподвижных линеек приводными направляющими дисками. В случае применения квадратных заготовок стану винтовой прокатки в технической линии предшествует либо прессвалковый стан (ТПА 48-340 в Италии, ТПА 33-194 в Японии), либо стан для калибровки граней и пресс для глубокой зацентровки (ТПА 60-245, Франция) .

Одним из основных направлений дальнейшего развития способа непрерывной прокатки является применение оправок, перемещающихся с регулируемой скоростью в процессе прокатки, взамен плавающих. С помощью специального механизма, развивающего усилие удерживания 1600-3500 кН, оправке задается определенная скорость (0,3-2,0 м/с), которая поддерживается либо до полного снятия трубы с оправки в процессе прокатки (удерживаемая оправка), либо до определенного момента, начиная с которого справка перемещается как плавающая (частично удерживаемая оправка). Каждый из этих способов может применяться в производстве труб определенного диаметра. Так, для труб малого диаметра основным является способ прокатки на плавающей оправке, среднего (до 200 мм) - на частично удерживаемой, большого (до 340 мм и более) - на удерживаемой.

Применение на непрерывных станах оправок, перемещающихся с регулируемой скоростью (удерживаемых, частично удерживаемых) взамен плавающих обеспечивает значительное расширение сортамента, увеличение длины труб и повышение их точности. Представляют интерес отдельные конструктивные решения; например, использование стержня прошивного стана в качестве частично удерживаемой оправки непрерывного стана (ТПА 27-127, Франция), внестановый ввод оправки в гильзу (ТПА 33-194, Япония) .

Новые агрегаты оснащаются современными редукционными и калибровочными станами, причем чаще всего используется один из этих станов. Охладительные столы рассчитаны на прием труб после редуцирования без предварительной разрезки.

Оценивая современное общее состояние автоматизации трубных станов, можно отметить следующие особенности.

Транспортные операции, связанные с перемещением проката и инструмента по агрегату, автоматизированы достаточно полно с помощью традиционных локальных (преимущественно бесконтактных) устройств автоматики. На основе таких устройств и стало возможным внедрение высокопроизводительных агрегатов с непрерывным и дискретно-непрерывным технологическим процессом.

Собственно же технологические процессы и даже отдельные операции на трубных станах автоматизированы пока явно недостаточно и в этой части их уровень автоматизации заметно уступает достигнутому, например, в области непрерывных листовых станов. Если применение управляющих вычислительных машин (УВМ) для листовых станов стало практически широко признанной нормой, то для трубных станов примеры пока единичны в России, хотя за рубежом в настоящее время разработка и внедрение АСУ ТП и АСУП стало нормой. Пока же на ряде трубных станов, в нашей стране имеются в основном примеры промышленной реализации отдельных подсистем автоматизированного управления технологическими процессами с помощью специализированных устройств, выполненных с использованием полупроводниковой логики и элементов вычислительной техники.

Отмеченное состояние обусловлено в основном двумя обстоятельствами. С одной стороны, до недавнего времени требования к качеству, и прежде всего, к стабильности размеров труб, удовлетворялись относительно простыми средствами (в частности, рациональными конструкциями оборудования станов). Эти условия не стимулировали более совершенные и, естественно, более сложные разработки, например, с использованием относительно дорогостоящих и не всегда достаточно надежных УВМ. С другой стороны, применение специальных нестандартных технических средств автоматизации оказывалось возможным лишь для более простых и менее эффективных задач, при этом требовались значительные затраты времени и средств на разработку и изготовление, что не способствовало прогрессу в рассматриваемой области.

Однако возрастающие современные требования к трубному производству, в том числе и к качеству труб, не могут быть удовлетворены традиционными решениями. Более того, как показывает практика, существенная доля усилий в удовлетворении этих требований приходится на автоматизацию, причем, в настоящее время необходимо в процессе прокатки труб автоматически изменять эти режимы.

Современные достижения в области управления электроприводами и различных технических средств автоматизации, прежде всего в области мини-ЭВМ и микропроцессорной техники, позволяют коренным образом совершенствовать автоматизацию трубных станов и агрегатов, преодолеть различные производственные и экономические ограничения.

Применение современных технических средств автоматизации предполагает одновременное повышение требований к корректности постановки задач и выбору путей их решения, и в частности - к выбору наиболее эффективных путей воздействия на технологические процессы Решению этой задачи может способствовать анализ существующих наиболее эффективных технических решений по автоматизации трубных станов.

Исследования непрерывных трубопрокатных агрегатов как объектов автоматизации показывают, что имеются существенные резервы дальнейшего повышенияих технико-экономических показателей за счет автоматизации технологического процесса прокатки труб на этих агрегатах.

При прокатке в непрерывном стане на длинной плавающей оправке также наводится концевая продольная разностенность. Толщина стенки задних концов черновых труб больше середины на 0,2-0,3 мм. Длина заднего конца с утолщенной стенкой равна 2-3 межклетевым промежуткам. Утолщение стенки сопровождается увеличением диаметра на участке, отстоящем на один межклетевой промежуток от заднего конца трубы. Вследствие переходных режимов толщина стенки передних концов на 0,05-0,1 мм меньше середины, При прокатке с натяжением стенки передних концов труб также утолщаются. Продольная разностенность черновых труб сохраняется при последующем редуцировании и приводит к увеличению длины задних отрезаемых утолщенных концов готовых труб.

При прокатке в редукционных растяжных станах происходит утолщение стенки концов труб вследствие снижения натяжений по сравнению с установившимся режимом, который наступает только при заполнении 3-4 клетей стана. Концы труб с утолщенной сверх допуска стенкой отрезаются, и связанные с этим отходы металла обусловливают основную долю общего расходного коэффициента на агрегате.

Общий характер продольной разностенности труб после непрерывного стана практически полностью переносится на готовые трубы. В этом убеждают результаты прокатки труб размерами 109 х 4,07 - 60 мм при пяти режимах натяжения на редукционном стане установки 30-102 ЮТЗ. В процессе эксперимента на каждом скоростном режиме отобрали по 10 труб, концевые участки которых резали на 10 частей длиной по 250 мм, а от середины вырезали по три патрубка, расположенные на расстоянии 10, 20 и 30 м от переднего торца. После замеров толщины стенки на приборе, расшифровки диаграмм разностенности и усреднение данных были построены графические зависимости, представлены на рис. 54 .

Таким образом, отмеченные составляющие общей разностенности труб оказывают существенное влияние на технико-экономические показатели работы непрерывных агрегатов, связаны с физическими особенностями процессов прокатки в непрерывном и редукционном станах и могут быть устранены или существенно снижены только за счет специальных автоматических систем, изменяющих настройку стана в процессе прокатки трубы. Закономерный характер этих составляющих разностенности позволяет использовать в основе таких систем программный принцип управления.

Известны другие технические решения задачи сокращения концевых отходов при редуцировании с помощью автоматических систем управления процессом прокатки труб в редукционном стане с индивидуальным приводом клетей (патенты ФРГ № 1602181 и Великобритании 1274698) . За счет изменения скоростей валков при прокатке передних и задних концов труб создают дополнительные усилия натяжения, что приводит к снижению концевой продольной разностенности. Имеются сведения, что такие системы программной коррекции скоростей главных приводов редукционного стана работают на семи зарубежных трубопрокатных агрегатах, в том числе на двух агрегатах с непрерывными станами в Мюльгейме (ФРГ). Агрегаты поставлены фирмой "Маннесманн" (ФРГ).

Второй агрегат пущен в 1972 г. и включает 28-ми клетевой редукционный стан с индивидуальными приводами, оснащенный системой коррекции скоростей. Изменения скоростей при прохождении концов труб осуществляются в первых десяти клетях ступенчато, как добавки к рабочему значению скорости. Максимальное изменение скорости имеет место на клети №1, минимальное - на клети № 10. В качестве датчиков положения концов трубы в стане, дающих команды на изменение скорости, используются фотореле. В соответствии с принятой схемой коррекции скорости питание индивидуальных приводов первых десяти клетей осуществляется по противопараллельной реверсивной схеме, последующих клетей - по нереверсивной схеме. Отмечается, что коррекция скоростей приводов редукционного стана позволяет увеличить выход годного на агрегате на 2,5% при смешанной программе производства. С увеличением степени редуцирования по диаметру этот эффект возрастает.

Имеется аналогичная информация об оснащении двадцативосьми клетевого редукционного стана в Испании системой коррекции скорости. Изменения скоростей осуществляетсяв первых 12-ти клетях. В связи с этим также предусмотрены различные схемы питания приводов .

Следует отметить, что оснащение редукционных станов в составе непрерывных трубопрокатных агрегатов системой коррекции скорости не позволяет полностью решить проблему сокращения концевых отходов при редуцировании. Эффективность таких систем должна снижаться с уменьшением степени редуцирования по диаметру.

Системы программного управлениятехнологическим процессом наиболее просты в реализации и дают большой экономический эффект. Однако с их помощью можно повысить точность размеров труб только за счет снижения од ной из трех ее составляющих - продольной разностенности. Как показывают исследования, основной удельный вес в общем разбросе толщин стенок готовых труб (около 50%) приходится на поперечную разностенность. Колебания средних толщин стенок труб в партиях составляет около 20% от общего разброса.

В настоящее время снижение поперечной разностенности возможно только за счет совершенствования технологического процесса прокатки труб на станах, входящих в состав агрегата. Примеры применения автоматических систем для этих целей неизвестны.

Стабилизация средних толщин стенок труб в партиях возможна как за счет совершенствования технологии прокатки, конструкции клетей и электропривода, так и за счет автоматических систем управления процессом. Снижение разброса толщин стенки труб в партии позволяет существенно повысить производительность агрегатов и снизить расход металла за счет прокатки в поле минусовых допусков.

В отличие от программных систем, системы,предназначенные для стабилизации средних толщин стенок труб, должны включать в свой состав датчики контроля геометрических размеров труб.

Известны технические предложения оснащения редукционных станов системами автоматической стабилизации толщины стенки труб. Структура систем не зависит от типа агрегата, в составе которого имеется редукционный стан.

Комплекс систем управления процессом прокатки труб в непрерывном и редукционном станах, предназначенных для сокращения концевых отходов при редуцировании и повышении точности труб за счет снижения продольной разностенности и разброса средних толщин стенок образует АСУ ТП агрегата.

Применение ЭВМ для управления производством и автоматизации технологического процесса прокатки труб впервые было реализовано на непрерывном трубопрокатном агрегате 26-114 в Мюльгейме.

Агрегат предназначен для прокатки трубдиаметром 26-114 мм, толщиной стенки 2,6-12,5 мм. В состав агрегата входят кольцевая печь, два прошивных стана, 9-клетевой непрерывный стан и 24-клетевой редукционный стан с индивидуальным приводом от двигателей 200 кВт.

Второй агрегат с непрерывным станом в Мюльгейме, пущенный в 1972 г., оснащен более мощной ЭВМ, на которую, возложены более широкие функции. Агрегат предназначен для прокатки труб диаметром до 139 мм, толщиной стенки до 20 мм и состоит из прошивного стана, восьми клетевого непрерывного стана и двадцативосьми клетевого редукционного стана с индивидуальным приводом .

Непрерывный трубопрокатный агрегат в Великобритании, пущенный в 1969 г., также оснащен ЭВМ, которая используется для планирования загрузки агрегата и в качестве информационной системы непрерывно контролирует параметры проката и инструмента. Контроль качества труб и заготовок, также, как и точность настроек станов, осуществляется на всех стадиях технологического процесса. Информация с каждого стана поступает на ЭВМ для обработки, после чего выдается на станы для оперативного управления.

Одним словом задачи по автоматизации процессов прокатки пытаются решить во многих странах, в т.ч. и нашей. Для разработки математической модели управления непрерывными станами необходимо знать влияние задаваемых технологических параметров на точность готовых труб, для этого необходимо рассмотреть особенности непрерывной прокатки.

Особенностью редуцирования труб с натяжением является более высокое качество продукции в результате образования меньшей поперечной разностенности, в отличие от прокатки без натяжения, а также возможность получения труб малых диаметров. Однако при поштучной прокатке наблюдается повышенная продольная разностенность на концах труб. Утолщенные концы при редуцировании с натяжением образуются из-за того, что передний и задний концы трубы при прохождение через стан не подвергаются полному воздействию натяжения.

Натяжение характеризуется величиной растягивающего напряжения в трубе (х). Наиболее полной характеристикой является коэффициент пластического натяжения, который представляет отношение продольного растягивающего напряжения трубы к сопротивлению деформации металла в клети.

Обычно редукционный стан настраивают таким образом, чтобы коэффициент пластического натяжения в средних клетях распределялся равномерно. В первых и последних клетях происходит нарастание и снижение натяжения.

Для интенсификации процесса редуцирования и получения тонкостенных труб важно знать максимальное натяжение, которое можно создать в редукционном стане. Максимальная величина коэффициента пластического натяжения в стане (z max) ограничивается двумя факторами: тянущей способностью валков и условиями разрыва трубы в стане. В результате исследований установлено, что при суммарном обжатии трубы в стане до 50-55% величина z max ограничивается тянущей способностью валков.

Цехом Т-3 совместно с ЕФ ВНИПИ “Тяжпромэлектропроект” и предприятием “АСК” создана основа системы АСУ-ТП на агрегате ТПА-80. В настоящее время функционируют следующие составляющие данной системы: УЗН-Н, УЗН-Р, линия связи ETHERNET, все АРМы.

3.2 Расчет таблицы прокатки

Основной принцип построения технологического процесса в современных установках заключается в получении на непрерывном стане труб одного постоянного диаметра, что позволяет использовать заготовку и гильзу также постоянного диаметра. Получение труб требуемого диаметра обеспечивается редуцированием. Такая система работы значительно облегчает и упрощает настройку станов, снижает парк инструмента и, главное, позволяет сохранять высокую производительность всего агрегата даже при прокатке труб минимального (после редуцирования) диаметра.

Таблицу прокатки рассчитываем против хода прокатки по методике изложенной в . Наружный диаметр трубы после редуцирования определяется размерами последней пары валков.

D p 3 =(1,010..1,015) * D o =1,01 * 33,7=34 мм

где D p -диаметр готовой трубы после редукционного стана.

Толщина стенки после непрерывного и редукционного станов должна быть равна толщине стенки готовой трубы, т.е. S н =Sp=S o =3,2 мм.

Поскольку после непрерывного стана выходит труба одного диаметра, то принимаем D н =94 мм. В непрерывных станах калибровка валков обеспечивает получение в последних парах валков внутреннего диаметра трубы больше диаметра оправки на 1-2 мм, так что диаметр оправки будет равен:

Н =d н -(1..2)=D н -2S н -2=94-2*3,2-2=85,6 мм.

Принимаем диаметр оправок равным 85 мм.

Внутренний диаметр гильзы должен обеспечивать свободное введение оправки и берется на 5-10 мм больше диаметра оправки

d г = н +(5..10)=85+10=95 мм.

Стенку гильзы принимаем:

S г =S н +(11..14)=3,2+11,8=15 мм.

Наружный диаметр гильз определяем исходя из величины внутреннего диаметра и толщины стенки:

D г =d г +2S г =95+2*15=125 мм.

Диаметр используемой заготовки D з =120 мм.

Диаметр оправки прошивного стана выбирается с учетом величины раскатки, т.е. подъема внутреннего диаметра гильзы, составляющего от 3% до 7% от внутреннего диаметра:

П =(0,92…0,97)d г =0,93*95=88 мм.

Коэффициенты вытяжки для прошивного, непрерывного и редукционного станов определяем по формулам:

,

Общий коэффициент вытяжки составляет:

Аналогичным образом рассчитана таблица прокатки для труб размером 48,3×4,0 мм и 60,3×5,0мм.

Таблица прокатки представлена в табл. 3.1.

Таблица 3.1 - Таблица прокатки ТПА-80

3.3 Расчет калибровки валков редукционного стана

Калибровка валков является важной составной частью расчета режима работы стана. Она в значительной мере определяет качество труб, стойкость инструмента, распределение нагрузок в рабочих клетях и приводе.

Расчет калибровки валков включает:

а) распределение частных деформаций в клетях стана и подсчет средних диаметров калибров;

б) определение размеров калибров валков.

3.3.1 Распределение частных деформаций

По характеру изменения частных деформаций клети редукционного стана могут быть разделены на три группы: головную в начале стана, в которой обжатия интенсивно увеличиваются по ходу прокатки; калибрующую (в конце стана), в которой деформации уменьшаются до минимального значения, и группу клетей между ними (среднюю), в которой частные деформации максимальны или близки к ним.

При прокатке труб с натяжением величины частных деформаций принимают исходя из условия устойчивости профиля трубы при величине пластического натяжения обеспечивающего получение трубы заданного размера.

Коэффициент общего пластического натяжения можно определить по формуле :

,

где - осевая и тангенциальная деформации взятые в логарифмическом виде; Т- величина определяемая в случае трехвалкового калибра по формуле

Т=,

где (S/D) cp - среднее отношение толщины стенки к диаметру за период деформации трубы в стане; k-коэффициент учитывающий изменение степени толстостенности трубы.

,

,

где m– величина общей деформации трубы по диаметру.

.

,

.

Величина критического частного обжатия при таком коэффициенте пластического натяжения, согласно , может достигать 6% во второй клети, 7,5% в третьей клети и 10% в четвертой клети. В первой клети рекомендуется принимать в пределах 2,5–3%. Однако для обеспечения устойчивого захвата величину обжатия как правило снижают.

В предчистовых и чистовых клетях стана обжатие также снижают, но для снижения нагрузок на валки и повышения точности готовых труб. В последней клети калибрующей группы обжатие принимают равным нулю, предпоследней–до 0,2 от обжатия в последней клети средней группы.

В средней группе клетей практикуют равномерное и неравномерное распределение частных деформаций. При равномерном распределении обжатия во всех клетях этой группы принимают постоянными. Неравномерное распределение частных деформаций может иметь несколько вариантов и быть охарактеризовано следующими закономерностями:

обжатие в средней группе пропорционально уменьшают от первых клетей к последним – падающий режим;

в нескольких первых клетях средней группы частные деформации уменьшают, а остальных оставляют постоянными;

обжатие в средней группе сначала увеличивают, а затем уменьшают;

в нескольких первых клетях средней группы частные деформации оставляют постоянными, а в остальных уменьшают.

При падающих режимах деформаций в средней группе клетей уменьшаются различия в величине мощности прокатки и нагрузки на привод, вызываемые ростом сопротивления деформации металла по мере прокатки, вследствие снижения его температуры и повышения скорости деформации. Считается , что уменьшение обжатий к концу стана также позволяет улучшить качество наружной поверхности труб и снизить поперечную разностенность.

При расчете калибровки валков принимаем равномерное распределение обжатий.

Величины частных деформаций по клетям стана приведены на рис. 3.1.

Распределение обжатий

Исходя из принятых величин частных деформаций средние диаметры калибров можно рассчитать по формуле

.

Для первой клети стана (i=1) d i -1 =D 0 =94 мм, тогда

мм.

Рассчитанные по данной формуле средние диаметры калибров приведены в прилож.1.

3.3.2 Определение размеров калибров валков

Форма калибров трехвалковых станов показана на рис. 3.2.

Овальный калибр получают очерчивая его радиусом rс центром, смещенным относительно оси прокатки на величину эксцентриситета e.

Форма калибра

Значения радиусов и эксцентриситета калибров определяют по ширине и высоте калибров по формулам:

Для определения размеров калибра необходимо знать величины его полуосей a и b, а для их определения – величину овальности калибра

Для определения овальности калибра можно использовать формулу:

Степенной показатель q характеризует возможную величину уширения в калибре. При редуцировании в трехвалковых клетях принимают q=1,2.

Величины полуосей калибра определяются зависимостями:

где f–поправочный коэффициент, который можно рассчитать по приближенной формуле

Произведем расчет размеров калибра по приведенным выше формулам для первой клети.

Для остальных клетей расчет производится аналогичным образом.

В настоящее время проточку калибров валков проводят после установки валков в рабочую клеть. Расточку ведут на специальных станках круглой фрезой. Схема расточки показана на рис. 3.3.

Рис. 3.3 - Схема расточки калибра

Для получения калибра с заданными величинами a и b необходимо определить диаметр фрезы D ф и её смещение относительно плоскости осей валков (параметр Х). D ф и X определяются следующими математически точными формулами:

Для трехвалковых станов угол a равен 60°.Di – идеальный диаметр валков, Di=330мм.

Рассчитанные по приведенным выше формулам величины сведены в табл. 3.2.

Таблица 3.2 - Калибровка валков

3.4 Расчет скоростного режима

Расчет скоростного режима работы стана заключается в определении чисел оборотов валков и по ним чисел оборотов двигателей.

При прокатке труб с натяжением большое влияние на изменение толщины стенки оказывает величина пластического натяжения. В связи с этим в первую очередь необходимо определить коэффициент общего пластического натяжения на стане – z общ, который бы обеспечил получение необходимой стенки. Расчет z общ приведен в п.3.3.

,

где – коэффициент учитывающий влияние вне-контактных зон деформации:

;

l i – длина дуги захвата:

;

– угол захвата:

;

f – коэффициент трения, принимаем f=0,5; а – число валков в клети, а=3.

В первой рабочей клети z з1 =0. В последующих клетях можно принять z п i -1 = z з i .

,

;

;

.

Подставляя в выше приведенные формулы данные для первой клети получим:

мм;

;

;

;

; ;

мм.

Проведя аналогичные расчеты для второй клети получили следующие результаты: z п2 =0,42, S 2 =3,251мм, z п3 =0,426, S 3 =3,252мм, z п4 =0,446, S 4 =3,258мм. На этом расчет z п i по приведенной методике прекращаем, т.к. выполняется условие z п2 >z общ.

Из условия полной пробуксовки определяем максимально возможное натяжение z з в последней деформирующей клети, т.е. z з21 . При этом принимаем, что z п21 =0.

.

мм;

;

;

Толщину стенки перед 21-й клетью, т.е. S 20, можно определить по формуле:

.

;

; ;

мм.

Проведя аналогичные расчеты для 20-й клети получили следующие результаты: z з20 =0,357, S 19 =3,178 мм, z з19 =0,396, S 18 =3,168 мм, z з18 =0,416, S 17 =3,151мм, z з17 =0,441, S 16 =3,151 мм. На этом расчет z п i прекращаем, т.к. выполняется условие z з14 >z общ.

Рассчитанные значения толщины стенки по клетям стана приведены в табл. 2.20.

Для определения чисел оборотов валков необходимо знать катающие диаметры валков. Для определения катающих диаметров можно использовать формулы приведенные в :

, (2)

где D в i – диаметр валка по вершине;

.

Если , то расчет катающего диаметра валков следует вести по уравнению (1), если это условие не выполняется то надо использовать (2).

Величина характеризует положение нейтральной линии в том случае, когда её принимают параллельной (в плане) оси прокатки. Из условия равновесия сил в очаге деформации для такого расположения зон скольжения

,

Задавшись входной скоростью прокатки V вх =1,0 м/с, рассчитали число оборотов валков первой клети

об/мин.

Обороты в остальных клетях нашли по формуле:

.

Результаты расчета скоростного режима приведены в табл.3.3.

Таблица 3.3 - Результаты расчета скоростного режима

По данным табл.3.3. построен график изменения оборотов валков (рис. 3.4.).

Частота вращения валков

3.5 Силовые параметры прокатки

Отличительной особенностью процесса редуцирования по сравнению с другими видами продольной прокатки является наличие значительных по величине межклетевых натяжений. Наличие натяжения оказывает значительное влияние на силовые параметры прокатки – давление металла на валки и моменты прокатки.

Усилие металла на валок Р является геометрической суммой вертикальной Р в и горизонтальной Р г составляющих:

Вертикальная составляющая усилия металла на валки определяется по формуле:

,

где р – среднее удельное давление металла на валок; l – длина зоны деформации; d – диаметр калибра; а – число валков в клети.

Горизонтальная составляющая Р г равна разности усилий переднего и заднего натяжений:

где z п, z з – коэффициенты переднего и заднего пластического натяжений; F п, F з – площадь поперечного сечения переднего и заднего концов трубы; s S – сопротивление деформации.

Для определения средних удельных давлений рекомендуется пользоваться формулой В.П. Анисифорова:

.

Момент прокатки (суммарный на клеть) определяют по формуле:

.

Сопротивление деформации определяется по формуле:

,

где Т – температура прокатки,°С; Н – интенсивность скоростей деформации сдвига, 1/с; e – относительное обжатие; К 1 , К 2 , К 3 , К 4 , К 5 – эмпирические коэффициенты, для стали 10: К 1 =0,885, К 2 =7,79, К 3 =0,134, К 4 =0,164, К 5 =(–2,8).

Интенсивность скоростей деформации определяется по формуле

где L – степень деформации сдвига:

t – время деформации:

Угловую скорость валка находится по формуле:

,

Мощность находится по формуле:

В табл. 3.4. приведены результаты расчета силовых параметров прокатки по приведенным выше формулам.

Таблица 3.4 - Силовые параметры прокатки

По данным табл. 3.4 построены графики изменения силовых параметров прокатки по клетям стана (рис.3.5., 3.6., 3.7.).

Изменение среднего удельного давления

Изменение усилия металла на валок

Изменение момента прокатки

3.6 Исследование влияния переходных скоростных режимов редуцирования на величину продольной разностенности концевых участков готовых труб

3.6.1 Описание алгоритма расчета

Исследование проводилось с целью получения данных о влиянии переходных скоростных режимов редуцирования на величину продольной разностенности концевых участков готовых труб.

Определение коэффициента межклетевого натяжения по известным оборотам валков, т.е. зависимости Zn i =f(n i /n i -1) проводилось по методике решения так называемой обратной задачи, предложенной Г.И. Гуляевым , с целью получения зависимости толщины стенки от оборотов валков.

Суть методики заключается в следующем.

Установившийся процесс редуцирования труб можно описать системой уравнений, отражающих соблюдение закона постоянства секундных объемов и равновесия сил в очаге деформации:

(3.1.)

В свою очередь, как известно,

Dкат i =j(Zз i , Zп i , А i),

m i =y(Zз i , Zп i , B i),

где А i и B i - величины, не зависящие от натяжения, n i -число оборотов в i-ой клети,  i - коэффициент вытяжки в i-ой клети, Dкат i -катающий диаметр валка в i-ой клети, Zп i , Zз i - коэффициенты переднего и заднего пластического натяжения.

Учитывая, что Zз i = Zп i -1 систему уравнений (3.1.) можно записать в общем виде следующим образом:

(3.2.)

Систему уравнений (3.2.) решаем относительно переднего и заднего коэффициентов пластического натяжения методом последовательных приближений.

Принимая Zз1=0 задаем значение Zп1 и из первого уравнения системы (3.2.) методом итерации определяем Zп 2 , потом из второго уравнения - Zп 3 и т. д. Задаваясь величиной Zп 1 , можно отыскать такое решение, при котором Zп n = 0.

Зная коэффициенты переднего и заднего пластического натяжения, определяем толщину стенки после каждой клети по формуле:

(3.3.)

где А – коэффициент определяемый по формуле:

;

;

z i – средний (эквивалентный) коэффициент пласти-ческого натяжения

.

3.6.2 Результаты исследования

Используя результаты расчетов калибровки инструмента (п. 3.3.) и скоростной настройки стана (скоростей вращения валков) при установившемся процессе редуцирования (п. 3.4.) в программной среде MathCAD 2001 Professional осуществили решение системы (3.2.) и выражения (3.3.) с целью определения изменения толщины стенки.

Сократить длину утолщенных концов можно за счет увеличения коэффициента пластического натяжения путем изменения оборотов валков при прокатке концевых участков трубы.

В настоящее время на редукционном стане ТПА–80 создана система управления скоростным режимом непрерывной безоправочной прокатки. Эта система позволяет динамически регулировать обороты валков клетей РРС при прокатке концевых участков труб согласно заданной линейной зависимости. Такое регулирование оборотов валков при прокатке концевых участков труб называется “клин скоростей”. Обороты валков при прокатке концевых участков трубы рассчитываются по формуле:

, (3.4.)

где n i -обороты валков в i-ой клети при установившемся режиме, K i -коэффициент снижения оборотов валков в %, i-номер клети.

Зависимость коэффициента снижения оборотов валков в данной клети от номера клети является линейной

К i = (рис.3.8.).

Зависимость коэффициента снижения оборотов валков в клети от номера клети.

Исходными данными для использования этого режима регулирования являются:

Количество клетей, в которых изменяется скоростная настройка ограничивается длиной утолщенных концов (3…6);

Величина снижения оборотов валков в первой клети стана ограничивается возможностью электропривода (0,5…15 %).

В данной работе для исследования влияния скоростной настройки РРС на концевую продольную разностенность было принято, что изменение скоростной настройки при редуцировании переднего и заднего концов труб осуществляется в первых 6 клетях. Исследование проводилось путем изменения скорости вращения валков в первых клетях стана по отношению к установившемуся процессу прокатки (варьирование угла наклона прямой на рис. 3.8).

В результате моделирования процессов заполнения клетей РРС и выхода трубы из стана трубы получили зависимости толщины стенки переднего и заднего концов труб от величины изменения скорости вращения валков в первых клетях стана, которые представлены на рис.3.9. и рис.3.10. для труб размером 33,7х3,2 мм. Наиболее оптимальным значением “клина скоростей” с точки зрения минимизации длины концевой обрези и “попадания” толщины стенки в поле допусков стандарта DIN 1629 (допуск по толщине стенки ±12,5%) является K 1 =10-12%.

На рис. 3.11. и рис. 3.12. приведены зависимости длин переднего и заднего утолщенных концов готовых труб при использовании “клина скоростей” (K 1 =10%), полученные в результате моделирования переходных процессов. Из приведенных зависимостей можно сделать следующее заключение: использование “клина скоростей” дает заметный эффект только при прокатке труб диаметром меньше 60 мм с толщиной стенки меньше 5мм, а при большем диаметре и толщине стенки трубы необходимое для достижения требований стандарта утонение стенки не происходит.

На рис. 3.13., 3.14., 3.15., приведены зависимости длин переднего утолщенного конца от наружного диаметра готовых труб для значений толщин стенок равных 3,5, 4,0, 5,0 мм, при различных значениях “клина скоростей” (приняли коэффициент снижения оборотов валков K 1 равной 5%, 10%, 15%).

Зависимость толщины стенки переднего конца трубы от величины

“клина скоростей” для типоразмера 33,7х3,2 мм

Зависимость толщины стенки заднего конца трубы от величины “клина скоростей” для типоразмера 33,7х3,2 мм

Зависимость длины переднего утолщенного конца трубы от D и S(при K 1 =10%)

Зависимость длины заднего утолщенного конца трубы от D и S(при K 1 =10%)

Зависимость длины переднего утолщенного конца трубы от диаметра готовой трубы (S=3,5 мм) при различных значениях “клина скоростей”.

Зависимость длины переднего утолщенного конца трубы от диаметра готовой трубы (S=4,0 мм) при различных значениях “клина скоростей”

Зависимость длины переднего утолщенного конца трубы от диаметра готовой трубы (S=5,0 мм) при различных значениях “клина скоростей”.

Из вышеприведенных графиков видно, что наибольший эффект с точки зрения уменьшения концевой разностенности готовых труб дает динамическое регулирование оборотов валков РРС в пределах K 1 =10…15%. Недостаточно интенсивное изменение “клина скоростей” (K 1 =5%) не позволяет утонить толщину стенки концевых участков трубы.

Также при прокатке труб со стенкой толще 5 мм натяжение, возникающее при действии “клина скоростей”, неспособно утонить стенку из-за недостаточной тянущей способности валков. При прокатке труб диаметром больше 60 мм коэффициент вытяжки в редукционном стане небольшой, поэтому утолщение концов практически не происходит, следовательно использование “клина скоростей ” нецелесообразно.

Анализ приведенных графиков показал, что применение “клина скоростей” на редукционном стане ТПА-80 ОАО “КресТрубЗавод” позволяет сократить длину переднего утолщенного конца на 30%, заднего утолщенного конца 25%.

Как показали расчеты Мочалова Д.А. для более эффективного применения “клина скоростей” для дальнейшего сокращения концевой обрези необходимо обеспечить работу первых клетей в тормозном режиме с почти полным использованием силовых возможностей валков за счет использования более сложной нелинейной зависимости коэффициента снижения оборотов валков в данной клети от номера клети. Необходимо создать научно обоснованную методику для определения оптимальной функции K i =f(i).

Разработка такого алгоритма оптимального управления РРС может служить целью для дальнейшего развития УЗС-Р в полноценную АСУТП ТПА-80. Как показывает опыт использования подобных АСУТП регулирование числа оборотов валков при прокатке концевых участков труб, по данным фирмы Маннесманн (пакет прикладных программ CARTA), позволяет сократить величину концевой обрези труб более чем на 50%, за счет системы автоматического управления процессом редуцирования труб, которая включает в себя как подсистемы управления станом и измерительную подсистему, так и подсистему вычисления оптимального режима редуцирования и управление процессом в режиме реального времени.

4. ТЕХНИКО-ЭКОНОМИЧЕСКОЕ ОБОСНОВАНИЕ ПРОЕКТА

4.1 Сущность планируемого мероприятия

В данном проекте предлагается внедрение оптимального скоростного режима прокатки на редукционно-растяжном стане. За счет данного мероприятия планируется уменьшение расходного коэффициента металла, причем вследствие уменьшения длины отрезаемых утолщенных концов готовых труб ожидается увеличение объемов производства на 80 тонн в месяц в среднем.

Капитальные вложения необходимые для осуществления данного проекта составляют 0 руб.

Финансирования проекта можно осуществить по статье «текущий ремонт», сметы затрат. Реализовать проект можно в течение одного дня.

4.2 Расчет себестоимости продукции

Калькуляция себестоимости 1т. продукции при существующих нормах обрези утолщенных концов труб приведена в табл. 4.1.

Калькуляция по проекту приведена в табл. 4.2. Поскольку результатом внедрения проекта не является увеличение выпуска продукции, пересчет значений расхода по переделу в проектной калькуляции не осуществляется. Выгодность проекта заключается в снижении себестоимости за счет уменьшения отходов по обрези. Обрезь сокращается из-за уменьшения расходного коэффициента металла.

4.3 Расчет проектных показателей

Расчет показателей проекта производится на основании калькуляции себестоимости, приведенной в табл. 4.2.

Экономия от снижения себестоимости в год:

Эг=(С 0 -С п)*V пр =(12200,509-12091,127)*110123,01=12045475,08р.

Прибыль по отчету:

Пр 0 =(Р-С 0)*V от =(19600-12200,509)* 109123,01=807454730,39р.

Прибыль по проекту:

Пр п =(Р-С п)*V пр =(19600-12091,127)* 110123,01=826899696,5р.

Увеличение прибыли составит:

Пр=Пр п -Пр 0 =826899696,5-807454730,39=19444966,11р.

Рентабельность продукции составляла:

Рентабельность продукции по проекту:

Поток наличности по отчету и по проекту представлены в табл.4.3. и 4.4., соответственно.

Таблица 4.1 - Калькуляция себестоимости 1 т проката в цехе Т-3 ОАО ”КресТрубЗавод”

Таблица 4.2 - Проектная калькуляция себестоимости 1 т проката

Совершенствование технологического процесса отразится на технико-экономических показателях деятельности предприятия следующим образом: возрастет рентабельность производства продукции на 1,45%, экономия от снижения себестоимости составит 12 млн. руб. в год, что повлечет рост прибыли.

Таблица 4.3 - Поток наличности по отчету

Таблица 4.4 - Поток наличности по проекту

Финансовый профиль проекта представлен на рис.4.1. Согласно графикам, приведенным на рис. 4.1. кумулятивный ЧДД проекта превышает плановый показатель, что говорит о безусловной выгодности проекта. Кумулятивный ЧДД, рассчитанный для внедряемого проекта, с первого года является положительной величиной, так как проект не требовал капитальных вложений.

Финансовый профиль проекта

Точка безубыточности рассчитывается по формуле:

Точка безубыточности характеризует минимальный объем продукции, при котором заканчиваются убытки, и появляется первая прибыль.

В табл. 4.5. представлены данные для расчета переменных и постоянных затрат.

По отчетным данным сумма переменных затрат на единицу продукции составляет З пер =11212,8р., сумма постоянных затрат на единицу продукции З пост = 987,7р. Сумма постоянных затрат на весь объем выпуска по отчету составляет 107780796,98р.

По проектным данным сумма переменных затрат З пер =11103,5р., сумма постоянных затрат З пост = 987,7р. Сумма постоянных затрат на весь объем выпуска по отчету составляет 108768496,98р.

Таблица 4.5 - Доля постоянных затрат в структуре плановой и проектной себестоимости

По отчетным данным точка безубыточности составляет:

ТБ от т.

По проекту точка безубыточности составляет:

ТБ пр т.

В табл. 4.6. проведен расчет выручки и всех видов затрат на производство реализованной продукции, необходимых для определения точки безубыточности. Графики расчета точки безубыточности по отчету и по проекту представлены на рис.4.2. и рис.4.3. соответственно.

Таблица 4.6 - Данные для расчета точки безубыточности

Расчет точки безубыточности по отчету

Расчет точки безубыточности по проекту

Технико-экономические показатели проекта представлены в табл. 4.7.

В итоге можно сделать вывод, что предлагаемое в проекте мероприятие позволит снизить себестоимость единицы производимой продукции на 1,45% за счет сокращения переменных затрат, что способствует увеличению прибыли на 19,5 млн. руб. при годовом объеме производства 110123,01 тонны. Результатом внедрения проекта является рост кумулятивного чистого дисконтированного дохода по сравнению с плановой величиной в рассматриваемый период. Также положительным моментом является снижение порога безубыточности с 12,85 тыс. тонн до 12,8 тыс. тонн.

Таблица 4.7 - Технико-экономические показатели проекта

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

В данном дипломном проекте разработана технология производства труб общего назначения по DIN 1629. В работе рассмотрена возможность снижения длины утолщенных концов, образующихся при прокатке на редукционном стане, за счет изменения скоростных настроек стана при прокатке концевых участков трубы с использованием возможностей системы УЗС–Р. Как показали расчеты снижение длины утолщенных концов может достигать 50 %.

Экономические расчеты показали, что использование предложенных режимов прокатки позволит снизить себестоимость единицы продукции на 1,45 %. Это, при сохранении существующих объёмов производства, позволит уже в первый год увеличить прибыль на 20 млн.руб.

Список литературы

1. Анурьев В.И. «Справочник конструктора-машиностроителя» в 3-х томах, том 1 – М. «Машиностроение» 1980 – 728 с.

2. Анурьев В.И. «Справочник конструктора-машиностроителя» в 3-х томах, том 2 – М. «Машиностроение» 1980 – 559 с.

3. Анурьев В.И. «Справочник конструктора-машиностроителя» в 3-х томах, том 3 – М. «Машиностроение» 1980 – 557 с.

4. Павлов Я.М. «Детали машин». – Ленинград «Машиностроение» 1968 – 450 с.

5. Васильев В.И. «Основы проектирования технологического оборудования автотранспортных предприятий» учебное пособие – Курган 1992 – 88 с.

6. Васильев В.И. «Основы проектирования технологического оборудования автотранспортных предприятий» – Курган 1992 – 32 с.

УДК 621.774.3

ИССЛЕДОВАНИЕ ДИНАМИКИ ИЗМЕНЕНИЯ ТОЛЩИНЫ СТЕНКИ ТРУБ ПРИ РЕДУЦИРОВАНИИ

К.Ю. Яковлева, Б.В. Баричко, В.Н. Кузнецов

Приведены результаты экспериментального исследования динамики изменения толщины стенки труб при прокатке, волочении в монолитной и роликовой волоках. Показано, что при увеличении степени деформации более интенсивный прирост толщины стенки трубы наблюдается в процессах прокатки и волочения в роликовых волоках, что делает перспективным их использование.

Ключевые слова: холоднодеформированные трубы, толстостенные трубы, волочение труб, толщина стенки трубы, качество внутренней поверхности трубы.

Существующая технология изготовления хо-лоднодеформированных толстостенных труб малого диаметра из коррозионно-стойких сталей предусматривает применение процессов холодной прокатки на станах ХПТ и последующего безопра-вочного волочения в монолитных волоках. Известно, что получение труб малого диаметра холодной прокаткой сопряжено с рядом трудностей, обусловленных снижением жесткости системы «стержень-оправка». Поэтому для получения таких труб используют процесс волочения, преимущественно безоправочного. Характер изменения толщины стенки трубы при безоправочном волочении определяется соотношением толщины стенки S и наружного диаметра D, а абсолютная величина изменения не превышает 0,05-0,08 мм. При этом утолщение стенки наблюдается при соотношении 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.

Целью работы является сравнительное экспериментальное исследование динамики изменения толщины стенки труб в процессах редуцирования прокаткой, волочением в монолитной и роликовой волоках.

В качестве заготовок использовали холоднодеформированные трубы: размерами 12,0x2,0 мм (S/D = 0,176), 10,0x2,10 мм (S/D = 0,216) из стали 08Х14МФ; размерами 8,0x1,0 мм (S/D = 0,127) из стали 08Х18Н10Т. Все трубы были в отожженном состоянии.

Волочение в монолитных волоках осуществляли на цепном волочильном стане усилием 30 кН. Для роликового волочения использовали волоку со смещенными парами роликов ВР-2/2.180 . Волочение в роликовой волоке проводили с использованием системы калибров «овал - круг». Редуцирование труб прокаткой проводили по схеме калибровки «овал - овал» в двухвалковой клети с валками диаметром 110 мм.

На каждом этапе деформации отбирали образцы (5 шт. по каждому варианту исследования) для измерения наружного диаметра, толщины стенки и шероховатости внутренней поверхности. Измерение геометрических размеров и шероховатости поверхности труб выполняли с использованием электронного штангенциркуля ТТТЦ-ТТ. электронного точечного микрометра, профилометра Surftest SJ-201. Все инструменты и приборы прошли необходимую метрологическую поверку.

Параметры холодной деформации труб приведены в таблице.

На рис. 1 представлены графики зависимости величины относительного увеличения толщины стенки от степени деформации е.

Анализ графиков на рис. 1 показывает, что при прокатке и волочении в роликовой волоке по сравнению с процессом волочения в монолитной волоке наблюдается более интенсивное изменение толщины стенки трубы. Это, по мнению авторов, обусловлено различием в схеме напряженного состояния металла: при прокатке и роликовом волочении растягивающие напряжения в очаге деформации имеют меньшие значения. Расположение кривой изменения толщины стенки при роликовом волочении ниже кривой изменения толщины стенки при прокатке обусловлено несколько большими растягивающими напряжениями при роликовом волочении ввиду осевого приложения усилия деформации.

Наблюдаемый при прокатке экстремум функции изменения толщины стенки от степени деформации или относительного обжатия по наружному диаметру соответствует значению S/D = 0,30. По аналогии с горячим редуцированием прокаткой, где уменьшение толщины стенки наблюдается при S/D > 0,35 , можно предположить, что для холодного редуцирования прокаткой характерно уменьшение толщины стенки при соотношении S/D > 0,30.

Так как одним из факторов, определяющих характер изменения толщины стенки, является соотношение растягивающих и радиальных напряжений, которое в свою очередь зависит от парамет-

№ прохода Размеры труб, мм S,/D, Si/Sc Di/Do є

Редуцирование прокаткой (трубы из стали марки 08Х14МФ)

О 9,98 2,157 О,216 1,О 1,О 1,О О

1 9,52 2,2ЗО О,2З4 1,ОЗ4 О,954 1 ,ОЗ 8 О,О4

2 8,1О 2,З5О О,29О 1 ,О89 О,812 1,249 О,2О

З 7,О1 2,З24 О,ЗЗ2 1,О77 О,7О2 1,549 О,З5

Редуцирование прокаткой (трубы из стали марки 08Х18Н10Т)

О 8,О6 1,О2О О,127 1,О 1,О 1,О О

1 7,ОЗ 1,1ЗО О,161 1,1О8 О,872 1,О77 О,О7

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

З 5,21 1,З1О О,251 1,284 О,646 1,4О6 О,29

Редуцирование волочением в роликовой волоке (трубы из стали марки 08Х14МФ)

О 12,ОО 2,11 О,176 1,О 1,О 1,О О

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

2 1О,О8 2,27 О,225 1,О76 О,84О 1,178 О,15

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

Редуцирование волочением в монолитной волоке (трубы из стали марки 08Х14МФ)

О 12,ОО 2,11О О,176 1,О 1,О 1,О О

1 1О,97 2,1З5 0,195 1,О12 О,914 1,1О6 О,1О

2 9,98 2,157 О,216 1,О22 О,8З2 1,118 О,19

З 8,97 2,16О О,241 1,О24 О,748 1,147 О,ЗО

Di, Si - соответственно наружный диаметр и толщина стенки трубы в г-м проходе.

Рис. 1. Зависимость величины относительного увеличения толщины стенки труб от степени деформации

ра S/D, то важным является исследование влияния соотношения S/D на положение экстремума функции изменения толщины стенки трубы в процессе редуцирования. Согласно данным работы , при меньших соотношениях S/D максимальное значение толщины стенки трубы наблюдается при больших деформациях. Данный факт был исследован на примере процесса редуцирования прокаткой труб размерами 8,0x1,0 мм (S/D = 0,127) стали 08Х18Н10Т в сравнении с данными по прокатке труб размерами 10,0x2,10 мм (S/D = 0,216) стали 08Х14МФ. Результаты измерений приведены на рис. 2.

Критическая степень деформации, при которой наблюдалось максимальное значение толщины стенки при прокатке труб с соотношением

S/D = 0,216, составила 0,23. При прокатке труб из стали 08Х18Н10Т экстремум нарастания толщины стенки не достигнут, так как соотношение размеров трубы S/D даже при максимальной степени деформации не превысило значения 0,3. Важным обстоятельством является то, что динамика увеличения толщины стенки при редуцировании труб прокаткой находится в обратной зависимости от соотношения размеров S/D исходной трубы, что демонстрируют графики, приведенные на рис. 2, а.

Анализ кривых на рис. 2, б показывает также, что изменение соотношения S/D в процессе прокатки труб из стали марки 08Х18Н10Т и труб из стали марки 08Х14МФ имеет сходный качественный характер.

S0/A)=O,127 (08Х18Н10Т)

S0/00=0,216 (08Х14МФ)

Степень деформации, б

VA=0;216 (08Х14МФ)

(So/Da=0A21 08X18H10T) _

Степень деформации, є

Рис. 2. Изменение толщины стенки (а) и соотношения S/D (б) в зависимости от степени деформации при прокатке труб с различным исходным соотношением S/D

Рис. 3. Зависимость относительной величины шероховатости внутренней поверхности труб от степени деформации

В процессе редуцирования различными способами также была проведена оценка шероховатости внутренней поверхности труб по величине среднеарифметического отклонения высоты микронеровностей Ra. На рис. 3 приведены графики зависимости относительной величины параметра Ra от степени деформации при редуцировании труб прокаткой и волочением в монолитных волоках ^аг, Ra0 - соответственно параметры шерохо-

ватости внутренней поверхности труб в г-м проходе и на исходной трубе).

Анализ кривых на рис. 3 показывает, что в обоих случаях (прокатка, волочение) увеличение степени деформации при редуцировании ведет к увеличению параметра Ra, то есть ухудшает качество внутренней поверхности труб. Динамика изменения (увеличения) параметра шероховатости при увеличении степени деформации в случае ре-

дуцирования труб прокаткой в двухвалковых калибрах значительно (примерно в два раза) превышает аналогичный показатель в процессе волочения в монолитных волоках.

Следует отметить также, что динамика изменения параметра шероховатости внутренней поверхности согласуется с приведенным выше описанием динамики изменения толщины стенки для рассмотренных способов редуцирования.

По результатам исследований можно сделать следующие выводы:

1. Динамика изменения толщины стенки труб для рассмотренных способов холодного редуцирования однотипна - интенсивное утолщение с увеличением степени деформации, последующее замедление прироста толщины стенки с достижением некоторого максимального значения при определенном соотношении размеров трубы S/D и последующее снижение прироста толщины стенки.

2. Динамика изменения толщины стенки труб находится в обратной зависимости от соотношения размеров исходной трубы S/D.

3. Наибольшая динамика увеличения толщины стенки наблюдается в процессах прокатки и волочения в роликовых волоках.

4. Увеличение степени деформации при редуцировании прокаткой и волочением в монолитных волоках ведет к ухудшению состояния внутренней поверхности труб, при этом рост параметра шероховатости Ra при прокатке происходит более интенсивно, чем при волочении. Учитывая сделанные выводы и характер изменения толщины стенки в процессе деформации, можно утверждать, что для волочения труб в роликовых волоках измене-

ние параметра Ra будет менее интенсивным, чем для прокатки, и более интенсивным в сравнении с монолитным волочением.

Полученная информация о закономерностях процесса холодного редуцирования будет полезна при проектировании маршрутов изготовления хо-лоднодеформированных труб из коррозионностойких сталей. При этом перспективным для набора толщины стенки труб и сокращения количества проходов является использование процесса волочения в роликовых волоках.

Литература

1. Биск, М.Б. Холодная деформация стальных труб. В 2 ч. Ч.1: Подготовка к деформации и волочение / М.Б. Биск, И.А. Грехов, В.Б. Славин. -Свердловск: Средне-Урал. кн. изд-во, 1976. - 232 с.

2. Савин, Г.А. Волочение труб / Г.А. Савин. -М: Металлургия, 1993. - 336 с.

3. Швейкин, В.В. Технология холодной прокатки и редуцирования труб: учеб. пособие / В.В. Швейкин. - Свердловск: Изд-во УПИ им. С.М. Кирова, 1983. - 100 с.

4. Технология и оборудование трубного производства /В.Я. Осадчий, А. С. Вавилин, В.Г. Зимовец и др.; под ред. В.Я. Осадчего. - М.: Интермет Инжиниринг, 2007. - 560 с.

5. Баричко, Б.В. Основы технологических процессов ОМД: конспект лекций / Б.В. Баричко, Ф.С. Дубинский, В.И. Крайнов. - Челябинск: Изд-во ЮУрГУ, 2008. - 131 с.

6. Потапов, И.Н. Теория трубного производства: учеб. для вузов / И.Н. Потапов, А.П. Коли-ков, В.М. Друян. - М.: Металлургия, 1991. - 424 с.

Яковлева Ксения Юрьевна, младший научный сотрудник, ОАО «Российский научно-исследовательский институт трубной промышленности» (г. Челябинск); [email protected].

Баричко Борис Владимирович, заместитель начальника отдела бесшовных труб, ОАО «Российский научно-исследовательский институт трубной промышленности» (г. Челябинск); [email protected].

Кузнецов Владимир Николаевич, начальник лаборатории холодной деформации центральной заводской лаборатории, ОАО «Синарский трубный завод» (г. Каменск-Уральский); [email protected].

Bulletin of the South Ural State University

Series "Metallurgy” ___________2014, vol. 14, no. 1, pp. 101-105

STUDY OF DYNAMIC CHANGES OF THE PIPE WALL THICKNESS IN THE REDUCTION PROCESS

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

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

V.N. Kuznetsov, JSC “Sinarsky Pipe Plant", Kamensk-Uralsky, Russian Federation, [email protected]

The results of the experimental study of dynamic changes for the pipe wall thickness during rolling, drawing both in single-piece and roller dies are described. The results show that with the deformation increasing the faster growth of the pipe wall thiknness is observed in rolling and drawing with the roller dies. The conclusion can be drawn that the usage of roller dies is the most promising one.

Keywords: cold-formed pipes, thick-wall pipes, pipe drawing, pipe wall thickness, quality of the inner surface of pipe.

1. Bisk M.B., Grekhov I.A., Slavin V.B. Kholodnaya deformatsiya stal"nykh trub. Podgotovka k deformatsii i volochenie . Sverdlovsk, Middle Ural Book Publ., 1976, vol. 1. 232 p.

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

3. Shveykin V.V. Tekhnologiya kholodnoy prokatki i redutsirovaniya trub . Sverdlovsk, Ural Polytechn. Inst. Publ., 1983. 100 p.

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

5. Barichko B.V., Dubinskiy F.S., Kraynov V.I. Osnovy tekhnologicheskikh protsessov OMD . Chelyabinsk, South Ural St. Univ. Publ., 2008. 131 p.

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

Ильяшенко А.В. – Доцент кафедры «Строительная механика»
Московского государственного строительного университета,
кандидат технических наук

Исследование несущей способности сжатых упругих тонкостенных стержней, имеющих начальную погибь и претерпевших местную потерю устойчивости, связано с определением редуцированного поперечного сечения стержня. Основные положения, принятые для исследования напряжённо-деформированного состояния в закритической стадии сжатых неидеальных тонкостенных стержней, приведены в работах . В данной статье рассматривается закритическое поведение стержней, которые представляются в виде совокупности совместно работающих элементов – пластинок с начальной погибью, имитирующих работу полок уголковых, тавровых и крестообразных профилей. Это так называемые полки-пластинки с одним упруго защемлённым краем и другим свободным (см.рисунок). В работах такая пластинка относится к типу II.

Было установлено , что разрушающая нагрузка, характеризующая несущую способность стержня, значительно превышает нагрузку Р кр (м) , при которой происходит местная потеря устойчивости несовершенного профиля. Из графиков, представленных в , видно, что деформации продольных волокон по периметру поперечного сечения в закритической стадии становятся крайне неодинаковыми. В волокнах, удалённых от рёбер, деформации сжатия при увеличении нагрузки уменьшаются, а при нагрузках, близких к предельным, из-за резкого искривления этих волокон вследствие начальных погибей и всё возрастающих стрелок продольных полуволн, образовавшихся после местной потери устойчивости, появляются и интенсивно растут деформации растяжения.

Участки поперечного сечения с искривлёнными продольными волокнами сбрасывают напряжения, как бы выключаются из работы стержня, ослабляя эффективное сечение и уменьшая его жёсткость. Итак, несущая способность тонкостенного профиля не ограничивается местной потерей устойчивости. Полная нагрузка, воспринимаемая более жёсткими (менее искривлёнными) участками поперечного сечения, может значительно превосходить величину Р кр (м) .

Получим эффективное, редуцированное сечение, исключив неработающие участки профиля. Для этого используем выражение для функции напряжений Ф k (х,у), описывающей напряжённое состояние k-ой пластинки типа II (см. ).

Перейдём к закритическим напряжениям σ kх (в направлении действия внешней сжимающей силы), определяемым в наиболее неблагоприятном сечении стержня (х=0). Запишем их в общем виде:

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

где постоянные интегрирования А km (m=1,2,…,6) и стрелки составляющих приобретённых прогибов f kj (j=1,2) определяются из решения системы разрешающих уравнений . Эта система уравнений включает в себя нелинейные вариационные уравнения и граничные условия, описывающие совместную работу неидеальных пластинок профиля. Стрелки f koj (j=1,2,…,5) составляющих начального прогиба k-й пластинки определяются для каждого типа профиля экспериментально;
ℓ – длина образующейся при местной потере устойчивости полуволны ;
s – ширина пластинки;

β c,d =cs 2 + dℓ 2 ;

β c,d,j = cs 4 + dℓ 2 s 2 + gℓ 4 ;

c, d, j – целые положительные числа.

Приведённую или эффективную ширину редуцированного сечения пластинки-полки (типа II) обозначим через s п. Для её определения выпишем условия перехода от действительного поперечного сечения стержня к редуцированному:

1. Напряжения в продольных волокнах у начальной грани пластинки (при у=0), примыкающей к ребру (см.рисунок), остаются такими же, как и полученные по нелинейной теории (1):

где F 2 kr =f 2 kr +2f k0r f kr .

Для определения напряжения σ k2 =σ k max необходимо подставить в (1) ординату наиболее загруженного продольного волокна, которая находится из условия: ∂σ kx /∂y=0.

2. Сумма внутренних усилий в пластинке при переходе к редуцированному сечению в направлении действия сжимающей силы не меняется:

3. Момент внутренних усилий относительно оси, проходящей через начальную грань (у=0) перпендикулярно плоскости пластинки, остаётся прежним:

Из рисунка очевидно, что

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

Запишем систему уравнений для определения приведённой ширины пластинки s п. Для этого подставим (1) и (5) в (3) и (4):

где α=πs/ℓ ; F kr,ξ =f kr f koξ +f kr f kξ +f kor f kξ ;
r, ξ – целые положительные числа.

Полученная система уравнений (6) и (7) даёт возможность определить приведённую ширину s п каждой из пластинок-полок, составляющих сжатый претерпевший местную потерю устойчивости тонкостенный стержень. Таким образом, действительное поперечное сечение профиля заменили на редуцированное.

Предлагаемая методика представляется полезной как в теоретическом, так и в практическом плане при расчётах на несущую способность сжатых предварительно искривлённых тонкостенных стержней, в которых по эксплуатационным требованиям допустимо местное волнообразование.

Библиографический список

1. Ильяшенко А.В., Ефимов И.Б. Напряжённо-деформированное состояние после местной потери устойчивости сжатых тонкостенных стержней с учётом начальной погиби // Строительные конструкции и материалы. Защита от коррозии. – Уфа: Тр.ин-та НИИпромстрой, 1981. – С.110-119.
2. Ильяшенко А.В. К расчёту тонкостенных тавровых, уголковых и крестообразных профилей с начальной погибью // Свайные фундаменты. – Уфа: Сб. науч. тр. Ниипромстроя, 1983. – С. 110-122.
3. Ильяшенко А.В., Ефимов И.Б. Экспериментальное исследование тонкостенных стежней с искривлёнными пластинчатыми элементами // Организация и производство строительных работ. – М.: Центр.Бюро н.-т. информации Минпромстроя, 1983.