Stabilitet av tverrsnittsprofilen ved reduksjon av rør. Blank for å redusere rør med spenning

3.2 Beregning av rullebord

Grunnleggende prinsipp for konstruksjon teknologisk prosess i moderne installasjoner er å produsere rør med en konstant diameter på en kontinuerlig mølle, som tillater bruk av et arbeidsstykke og en hylse med også konstant diameter. Anskaffelse av rør med nødvendig diameter sikres ved reduksjon. Dette operasjonssystemet letter og forenkler oppsett av møller, reduserer antall verktøy og, viktigst av alt, tillater å opprettholde høy produktivitet av hele enheten selv når du ruller rør med minimum (etter reduksjon) diameter.

Vi beregner rulletabellen mot rullende fremdrift i henhold til metoden beskrevet i. Den ytre diameteren til røret etter reduksjon bestemmes av dimensjonene til det siste paret ruller.

D p 3 =(1.010..1.015) * D o =1,01 * 33,7=34 mm

hvor D p er diameteren på det ferdige røret etter reduksjonsmøllen.

Veggtykkelsen etter kontinuerlige og reduksjonsfreser bør være lik veggtykkelsen på det ferdige røret, dvs. Sn=Sp=So=3,2 mm.

Siden et rør med samme diameter kommer ut etter en kontinuerlig fres, tar vi D n = 94 mm. I kontinuerlige møller sikrer valsekalibrering at i de siste valseparene er den indre diameteren til røret 1-2 mm større enn dordiameteren, slik at dordiameteren blir lik:

N =dn-(1..2)=Dn-2Sn-2=94-2*3.2-2=85.6 mm.

Vi tar diameteren på dorene til å være 85 mm.

Hylsens indre diameter skal sikre fri innføring av doren og tas 5-10 mm større enn diameteren til doren

dg = n +(5..10)=85+10=95 mm.

Vi tar foringsveggen:

Sg =Sn+(11..14)=3,2+11,8=15 mm.

Den ytre diameteren til foringene bestemmes basert på størrelsen på den indre diameteren og veggtykkelsen:

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

Diameteren på arbeidsstykket som brukes er D z = 120 mm.

Diameteren til piercingmølledoren velges under hensyntagen til mengden valsing, dvs. løfte den indre diameteren til foringen, fra 3 % til 7 % av den indre diameteren:

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

Tegningskoeffisientene for piercing-, kontinuerlige og reduksjonsfreser bestemmes av formlene:

,

Den generelle forlengelsesfaktoren er:

Rullebordet for rør med dimensjonene 48,3 × 4,0 mm og 60,3 × 5,0 mm ble beregnet på tilsvarende måte.

Det rullende bordet er presentert i tabell. 3.1.

Tabell 3.1 - TPA-80 rullebord

3.3 Beregning av kalibrering av reduksjonsmøllevalser

Rullkalibrering er viktig integrert del beregning av mølledriftsmodus. Det bestemmer i stor grad kvaliteten på rørene, verktøyets levetid, lastfordelingen i arbeidsstativene og drivverket.

Beregning av rullekalibrering inkluderer:

fordeling av partielle deformasjoner i møllestander og beregning av gjennomsnittlige diametre av målere;

bestemmelse av rullekaliberstørrelser.

3.3.1 Fordeling av partielle deformasjoner

I henhold til arten av endringer i spesielle deformasjoner, kan reduksjonsmøllens bevoksninger deles inn i tre grupper: toppstanden ved begynnelsen av møllen, hvor reduksjonen øker intensivt ettersom valsingen skrider frem; en målegruppe (ved enden av møllen), der deformasjonene er redusert til en minimumsverdi, og en gruppe stativer mellom dem (midten), hvor de delvise deformasjonene er maksimale eller nær dem.

Når du ruller rør under strekk, blir verdiene av delvise deformasjoner tatt basert på tilstanden for stabilitet av rørprofilen til en verdi av plastisk spenning som sikrer produksjon av et rør av en gitt størrelse.

Koeffisienten for total plastisk spenning kan bestemmes av formelen:

,

Hvor
- aksiale og tangentielle deformasjoner tatt i logaritmisk form; T-verdi bestemt for en tre-rulls måler ved hjelp av formelen

hvor (S/D) cp er det gjennomsnittlige forholdet mellom veggtykkelse og diameter under perioden med rørdeformasjon i møllen; k-koeffisient som tar hensyn til endringen i tykkelsesgraden til røret.

,

,

hvor m er verdien av den totale deformasjonen av røret langs dets diameter.

.

Verdien av den kritiske partielle reduksjonen ved en slik koeffisient for plastisk spenning, ifølge , kan nå 6% i det andre stativet, 7,5% i det tredje stativet og 10% i det fjerde stativet. I første stand anbefales det å ta innen 2,5–3 %. Men for å sikre et stabilt grep reduseres vanligvis kompresjonen.

I forbearbeidings- og etterbehandlingsstandene til fabrikken reduseres også reduksjonen, men for å redusere belastningen på rullene og øke nøyaktigheten til de ferdige rørene. I det siste stativet av kalibreringsgruppen er kompresjonen tatt lik null, den nest siste er opptil 0,2 fra kompresjonen i den siste standen av midtgruppen.

I mellomgruppe bevoksninger praktiserer jevn og ujevn fordeling av partielle deformasjoner. Med en jevn fordeling av kompresjon i alle bestandene i denne gruppen, antas de å være konstante. Den ujevne fordelingen av partielle deformasjoner kan ha flere alternativer og kan karakteriseres av følgende mønstre:

kompresjon i midtgruppen reduseres proporsjonalt fra de første standene til den siste fallende modusen;

i de første få standene i mellomgruppen reduseres delvise deformasjoner, og resten holdes konstant;

kompresjon i mellomgruppen økes først og deretter reduseres;

i de første få standene i den midterste gruppen forblir partielle deformasjoner konstante, og i resten reduseres de.

Med avtagende tøyningsforhold i den midtre gruppen av stativer, reduseres forskjeller i rullekraften og belastningen på drivverket, forårsaket av en økning i motstanden mot deformasjon av metallet når rulling skjer, på grunn av en reduksjon i temperaturen og en økning i deformasjonshastigheten. Det antas at å redusere reduksjonen ved enden av møllen også forbedrer kvaliteten på den ytre overflaten av rørene og reduserer den tverrgående tykkelsesforskjellen.

Ved beregning av rullekalibreringen antar vi en jevn fordeling av kompresjon.

Verdiene av spesielle deformasjoner for møllestandene er vist i fig. 3.1.

Kompresjonsfordeling

Basert på de aksepterte verdiene for partielle deformasjoner, kan gjennomsnittsdiametrene til kalibrene beregnes ved å bruke produksjonsformelen rør, og direkte ... feil) under produksjon skumbetong. På produksjon skumbetong brukes av ulike... arbeidere direkte relatert til produksjon skumbetong, spesielle klær, ...

480 gni. | 150 UAH | $7,5 ", MOUSEOFF, FGCOLOR, "#FFFFCC",BGCOLOR, "#393939");" onMouseOut="return nd();"> Avhandling - 480 RUR, levering 10 minutter, hele døgnet, syv dager i uken og helligdager

Kholkin Evgeniy Gennadievich. Studie av lokal stabilitet av tynnveggede trapesprofiler under langsgående-tverrgående bøyning: avhandling... kandidat tekniske vitenskaper: 01.02.06 / Evgeniy Gennadievich Kholkin; [Beskyttelsessted: Ohm. stat tech. Universitetet].- Omsk, 2010.- 118 s.: ill. RSL OD, 61 10-5/3206

Introduksjon

1. Gjennomgang av studier om stabiliteten til komprimerte platestrukturelementer 11

1.1. Grunnleggende definisjoner og metoder for å studere stabiliteten til mekaniske systemer 12

1.1.1, Algoritme for å studere stabiliteten til mekaniske systemer ved bruk av den statiske metoden 16

1.1.2. Statisk tilnærming. Metoder: Euler, ikke-idealiteter, energi 17

1.2. Matematisk modell og hovedresultater fra analytiske studier av Euler stabilitet. Stabilitetsfaktor 20

1.3. Metoder for å studere stabiliteten til plateelementer og strukturer laget av dem 27

1.4. Tekniske metoder for beregning av plater og komposittplateelementer. Konseptet med reduksjonsmetoden 31

1.5. Numeriske studier av Euler-stabilitet ved bruk av finite element-metoden: muligheter, fordeler og ulemper 37

1.6. Gjennomgang av eksperimentelle studier av stabiliteten til plater og komposittplateelementer 40

1.7. Konklusjoner og oppgaver i teoretiske studier av stabiliteten til tynnveggede trapesprofiler 44

2. Utvikling av matematiske modeller og algoritmer for beregning av stabiliteten til tynnveggede plateelementer av trapesprofiler: 47

2.1. Lengde-tverrgående bøyning av tynnveggede plateelementer av trapesprofiler 47

2.1.1. Redegjørelse av problemet, grunnleggende forutsetninger 48

2.1.2. Matematisk modell i vanlige differensialligninger. Grensebetingelser, ikke-idealitetsmetode 50

2.1.3. Algoritme for numerisk integrasjon, bestemmelse av kritiske

spenning og dens implementering i MS Excel 52

2.1.4. Beregningsresultater og deres sammenligning med kjente løsninger 57

2.2. Beregning av kritiske spenninger for et enkelt plateelement

som en del av profilen ^..59

2.2.1. En modell som tar hensyn til elastisk kobling av plateprofilelementer. Grunnleggende forutsetninger og oppgaver for numerisk forskning 61

2.2.2. Numerisk studie av leddstivhet og tilnærming av resultater 63

2.2.3. Numerisk studie av halvbølgelengden av knekking ved første kritiske belastning og tilnærming av resultatene 64

2.2.4. Beregning av koeffisienten k(/3x,/32). Tilnærming av beregningsresultater (A,/?2) 66

2.3. Vurdere tilstrekkeligheten av beregninger ved å sammenligne med numeriske løsninger ved bruk av finittelementmetoden og kjente analytiske løsninger 70

2.4. Konklusjoner og mål for den eksperimentelle studien 80

3. Eksperimentelle studier på lokal stabilitet av tynnveggede trapesprofiler 82

3.1. Beskrivelse av prototyper og eksperimentelt oppsett 82

3.2. Prøvetesting 85

3.2.1. Metodikk og innhold i prøver G..85

3.2.2. Kompresjonstestresultater for prøver 92

3.3. Konklusjoner 96

4. Ta hensyn til lokal stabilitet i beregninger bærende konstruksjoner fra tynnveggede trapesprofiler med flat langsgående og tverrgående bøyning 97

4.1. Beregning av kritiske spenninger lokalt tap stabilitet av plateelementer og maksimal tykkelse av tynnveggede trapesformet profil 98

4.2. Område med tillatte belastninger uten å ta hensyn til lokalt tap av stabilitet 99

4.3. Reduksjonsfaktor 101

4.4. Regnskap for lokal knekking og reduksjon 101

Konklusjoner 105

Bibliografi

Introduksjon til arbeidet

Arbeidets relevans.

Å lage lette, holdbare og pålitelige strukturer er en presserende oppgave. Et av hovedkravene innen maskinteknikk og konstruksjon er å redusere metallforbruket. Dette fører til at konstruksjonselementer må beregnes ved hjelp av mer nøyaktige konstitutive sammenhenger som tar hensyn til faren for både generelt og lokalt tap av stabilitet.

En av måtene å løse problemet med å redusere vekten på er bruken av høyteknologiske tynnveggede trapesformede valsede profiler (TRP). Profiler produseres ved valsing av tynn stålplate med en tykkelse på 0,4...1,5 mm i stasjonære forhold eller direkte på installasjonsstedet som flate eller buede elementer. Strukturer som bruker bærende buede belegg laget av tynnveggede trapesprofiler, utmerker seg ved deres letthet, estetiske utseende, enkel installasjon og en rekke andre fordeler sammenlignet med tradisjonelle typer belegg.

Hovedtypen for profilbelastning er langsgående-tverrgående bøyning. Tone-

jfflF dMF" noen lamellelementer

profiler opplever
kompresjon i medianplanet
bein kan miste steder
ny stabilitet. Lokalt
knekking

Ris. 1. Eksempel på lokal knekking

Yam,

^J

Ris. 2. Ordning med redusert profilseksjon

(MPU) observeres i begrensede områder langs profilens lengde (fig. 1) ved vesentlig lavere belastninger enn det generelle tapet av stabilitet og spenninger som står i forhold til de tillatte. Med MPU slutter et separat komprimert plateelement av profilen helt eller delvis å oppfatte belastningen, som omfordeles mellom de resterende plateelementene i profilseksjonen. Dessuten, i seksjonen der MPU oppstod, overskrider ikke spenningene nødvendigvis de tillatte. Dette fenomenet kalles reduksjon. Reduksjon

består i å redusere, sammenlignet med den virkelige, profilens tverrsnittsareal når den reduseres til et idealisert designskjema (fig. 2). I denne forbindelse er utvikling og implementering av ingeniørmetoder for å ta hensyn til lokalt tap av stabilitet av plateelementer med en tynnvegget trapesprofil en presserende oppgave.

Fremtredende forskere behandlet spørsmålene om platestabilitet: B.M. Broude, F. Bleich, J. Brudka, I.G. Bubnov, V.Z. Vlasov, A.S. Volmir, A.A. Ilyushin, Miles, Melan, Ya.G. Panovko, SP. Timoshenko, Southwell, E. Stowell, Winderberg, Khwalla og andre. Tekniske tilnærminger til analyse av kritiske spenninger under lokal knekking ble utviklet i verkene til E.L. Ayrumyan, Burgraf, A.L. Vasilyeva, B.Ya. Volodarsky, M.K. Glowman, Caldwell, V.I. Klimanova, V.G. Krokhaleva, D.V. Martsinkevich, E.A. Pavlinova, A.K. Pertseva, F.F. Tamplona, ​​S.A. Timasheva.

I de angitte ingeniørberegningsmetodene for profiler med et tverrsnitt av kompleks form, er faren for MPU praktisk talt ikke tatt i betraktning. På stadiet med foreløpig design av strukturer laget av tynnveggede profiler, er det viktig å ha et enkelt apparat for å vurdere bæreevnen til en bestemt standardstørrelse. I denne forbindelse er det behov for å utvikle tekniske beregningsmetoder som gjør det mulig, i prosessen med å designe strukturer fra tynnveggede profiler, raskt å vurdere deres bæreevne. En verifikasjonsberegning av bæreevnen til en struktur laget av en tynnvegget profil kan utføres ved hjelp av raffinerte metoder ved bruk av eksisterende programvareprodukter og om nødvendig justeres. Dette to-trinns systemet for å beregne bæreevnen til strukturer laget av tynnveggede profiler er det mest rasjonelle. Derfor er utvikling og implementering av tekniske metoder for å beregne bæreevnen til strukturer laget av tynnveggede profiler, tatt i betraktning det lokale tapet av stabilitet av plateelementer, en presserende oppgave.

Hensikten med avhandlingsarbeidet: studie av lokalt tap av stabilitet i plateelementer av tynnveggede trapesprofiler under deres langsgående-tverrgående bøyning og utvikling av en ingeniørmetodikk for beregning av bæreevne under hensyntagen til lokal stabilitet.

For å nå målet settes følgende: forskningsmål.

Utvidelse av analytiske løsninger for stabilitet av komprimerte rektangulære plater til et system av konjugerte plater i en profil.

Numerisk studie av den matematiske modellen for lokal profilstabilitet og oppnåelse av tilstrekkelige analytiske uttrykk for minimum kritisk spenning til MPU-plateelementet.

Eksperimentell vurdering av grad av reduksjon i tverrsnitt av tynnvegget profil med lokalt tap av stabilitet.

Utvikling av en ingeniørmetodikk for verifisering og designberegning av en tynnvegget profil med hensyn til lokal knekking.

Vitenskapelig nyhet arbeidet er å utvikle en adekvat matematisk modell for lokal knekking for en egen plate

element som en del av profilen og oppnå analytiske avhengigheter for beregning av kritiske spenninger.

Gyldighet og pålitelighet de oppnådde resultatene sikres ved å være basert på grunnleggende analytiske løsninger problemer med stabilitet av rektangulære plater, korrekt bruk av det matematiske apparatet, tilstrekkelig for praktiske beregninger sammenfallende med resultatene av FEM-beregninger og eksperimentelle studier.

Praktisk betydning består i å utvikle en ingeniørmetodikk for å beregne bæreevnen til profiler under hensyntagen til lokalt tap av stabilitet. Resultatene av arbeidet blir introdusert i Montazhproekt LLC i form av et system med tabeller og grafiske representasjoner av tillatte lastområder for hele spekteret av produserte profiler, tatt i betraktning lokalt tap av stabilitet, og brukes til foreløpig valg av typen og tykkelse på profilmaterialet for spesifikke designløsninger og typer belastning.

Grunnleggende bestemmelser fremlagt til forsvar.

En matematisk modell av plan bøyning og kompresjon av en tynnvegget profil som et system av konjugerte plateelementer og en metode for å bestemme, på grunnlag av den, de kritiske spenningene til MPU i betydningen Euler.

Analytiske avhengigheter for å beregne de kritiske spenningene ved lokal knekking for hvert plateelement i profilen under plan langsgående-tverrgående bøyning.

Teknisk metodikk for verifikasjon og designberegning av en tynnvegget trapesprofil tatt i betraktning lokal knekking. Godkjenning av arbeid og publisering.

Hovedbestemmelsene i avhandlingen ble rapportert og diskutert på vitenskapelige og tekniske konferanser på ulike nivåer: International Congress "Machines, Technologies and Processes in Construction" dedikert til 45-årsjubileet til Fakultetet for "Transport and Technological Machines" (Omsk, SibADI, 6.-7. desember 2007); All-russisk vitenskapelig og teknisk konferanse, "YOUNG RUSSIA: advanced technology into industry" (Omsk, Omsk State Technical University, 12.-13. november 2008).

Arbeidets struktur og omfang. Avhandlingen er presentert på 118 sider med tekst, består av en introduksjon, 4 kapitler og ett vedlegg, inneholder 48 figurer, 5 tabeller. Listen over referanser inkluderer 124 titler.

Matematisk modell og hovedresultater fra analytiske studier av Euler stabilitet. Stabilitetsfaktor

Ethvert ingeniørprosjekt er basert på å løse differensialligninger av en matematisk modell av bevegelse og likevekt i et mekanisk system. Å tegne et design av en struktur, mekanisme eller maskin er ledsaget av noen produksjonstoleranser, og deretter av ikke-idealiteter. Ufullkommenheter kan også oppstå under drift i form av bulker, hull på grunn av slitasje og andre faktorer. Alle varianter av ytre påvirkninger kan ikke forutses. Strukturen tvinges til å virke under påvirkning av tilfeldige forstyrrende krefter som ikke er tatt hensyn til i differensialligningene.

Faktorer som ikke er tatt i betraktning i den matematiske modellen - ufullkommenheter, tilfeldige krefter eller forstyrrelser - kan gjøre alvorlige justeringer av de oppnådde resultatene.

Det er et skille mellom den uforstyrrede tilstanden til systemet - den beregnede tilstanden ved null forstyrrelser, og den forstyrrede tilstanden - dannet som et resultat av forstyrrelser.

I ett tilfelle, på grunn av forstyrrelsen, er det ingen signifikant endring i likevektsposisjonen til strukturen eller dens bevegelse avviker lite fra den beregnede. Denne tilstanden til det mekaniske systemet kalles stabil. I andre tilfeller avviker likevektsposisjonen eller arten av bevegelsen betydelig fra den beregnede; en slik tilstand kalles ustabil.

Teorien om bevegelsesstabilitet og likevekt av mekaniske systemer omhandler etablering av tegn som gjør det mulig å bedømme om den aktuelle bevegelsen eller likevekten vil være stabil eller ustabil.

Et typisk tegn på et systems overgang fra en stabil tilstand til en ustabil tilstand er oppnåelsen av en parameter med en verdi kalt kritisk - kritisk kraft, kritisk hastighet, etc.

Utseendet til ufullkommenheter eller påvirkning av uoversiktlige krefter fører uunngåelig til bevegelse av systemet. Derfor, i det generelle tilfellet, bør bevegelsesstabiliteten til et mekanisk system under forstyrrelser undersøkes. Denne tilnærmingen til stabilitetsforskning kalles dynamisk, og de tilsvarende forskningsmetodene kalles dynamiske.

I praksis er det ofte nok å begrense oss til en statisk tilnærming, d.v.s. statiske metoder for å studere stabilitet. I dette tilfellet studeres det endelige resultatet av forstyrrelsen - den nye stabile likevektstilstanden til det mekaniske systemet og graden av dets avvik fra den beregnede, uforstyrrede likevektsposisjonen.

Den statiske formuleringen av problemet forutsetter ikke å ta hensyn til treghetskrefter og tidsparameteren. Denne problemformuleringen gjør det ofte mulig å overføre modellen fra matematisk fysikks ligninger til vanlige differensialligninger. Dette forenkler den matematiske modellen betydelig og letter den analytiske studien av stabilitet.

Et positivt resultat av en likevektsstabilitetsanalyse ved bruk av den statiske metoden garanterer ikke alltid dynamisk stabilitet. For konservative systemer fører imidlertid den statiske tilnærmingen til å bestemme kritiske belastninger og nye likevektstilstander til nøyaktig de samme resultatene som den dynamiske.

I et konservativt system bestemmes arbeidet til interne og eksterne krefter i systemet, utført under overgangen fra en tilstand til en annen, kun av disse tilstandene og er ikke avhengig av bevegelsesbanen.

Konseptet "system" kombinerer en deformerbar struktur og belastninger, hvis oppførsel må spesifiseres. Dette innebærer to nødvendige og tilstrekkelige betingelser for systemets konservatisme: 1) elastisiteten til den deformerbare strukturen, dvs. reversibilitet av deformasjoner; 2) konservatisme av lasten, dvs. uavhengighet av arbeidet utført av den fra banen. I noen tilfeller gir den statiske metoden tilfredsstillende resultater for ikke-konservative systemer.

For å illustrere ovenstående, vurder flere eksempler fra teoretisk mekanikk og materialers styrke.

1. En kule med vekt Q er plassert i en fordypning av støtteflaten (fig. 1.3). Under påvirkning av den forstyrrende kraften 5P Q sina, endres ikke likevektsposisjonen til ballen, dvs. den er stabil.

Med en kortvarig virkning av kraften 5P Q sina uten å ta hensyn til rullefriksjon, er en overgang til en ny likevektsposisjon eller svingninger rundt den innledende likevektsposisjonen mulig. Når man tar friksjon i betraktning, vil den oscillerende bevegelsen dempes, det vil si stabil. Den statiske tilnærmingen lar oss bestemme kun den kritiske verdien av den forstyrrende kraften, som er lik: Pcr = Q sina. Bevegelsens natur når den kritiske verdien av den forstyrrende påvirkningen overskrides og den kritiske varigheten av påvirkningen kan kun analyseres med dynamiske metoder.

2. En stang med lengde / komprimeres med kraft P (fig. 1.4). Fra motstanden til materialer basert på den statiske metoden er det kjent at når det belastes innenfor det elastiske området, er det en kritisk verdi av trykkkraften.

Å løse det samme problemet med en sporingskraft, hvis retning sammenfaller med retningen til tangenten ved påføringspunktet, ved bruk av den statiske metoden fører til konklusjonen om den absolutte stabiliteten til den rettlinjede formen for likevekt.

Matematisk modell i vanlige differensialligninger. Grensebetingelser, metode for ikke-idealiteter

Teknisk analyse er delt inn i to kategorier: klassiske og numeriske metoder. Klassiske metoder prøver å løse problemer med distribusjon av spennings- og tøyningsfelt direkte, og danner systemer av differensialligninger basert på grunnleggende prinsipper. En nøyaktig løsning, hvis det er mulig å oppnå ligninger i lukket form, er bare mulig for de enkleste tilfellene av geometri, belastninger og grenseforhold. Et ganske bredt spekter av klassiske problemer kan løses ved å bruke omtrentlige løsninger av systemer med differensialligninger. Disse løsningene har form av serier der de lavere leddene forkastes etter å ha undersøkt konvergens. I likhet med eksakte løsninger krever omtrentlige løsninger en vanlig geometrisk form, enkle grenseforhold og praktisk påføring av last. Følgelig kan disse løsningene ikke brukes på de fleste praktiske problemer. Den grunnleggende fordelen med klassiske metoder er at de gir en dyp forståelse av problemet som studeres. Et bredere spekter av problemer kan undersøkes ved hjelp av numeriske metoder. Numeriske metoder inkluderer: 1) energimetode; 2) grenseelementmetode; 3) endelig forskjellsmetode; 4) endelig element metode.

Energimetoder gjør det mulig å finne minimumsuttrykket for den totale potensielle energien til en struktur over hele det gitte området. Denne tilnærmingen fungerer bare bra når du løser visse problemer.

Grenseelementmetoden tilnærmer funksjoner som tilfredsstiller systemet med differensialligninger som løses, men ikke grensebetingelsene. Dimensjonaliteten til problemet reduseres fordi elementene bare representerer grensene til det modellerte området. Å bruke denne metoden krever imidlertid kunnskap om den grunnleggende løsningen til ligningssystemet, noe som kan være vanskelig å oppnå.

Den endelige forskjellsmetoden transformerer et system av differensialligninger og grensebetingelser til et tilsvarende system av algebraiske ligninger. Denne metoden tillater å løse problemer med analyse av strukturer med kompleks geometri, grenseforhold og kombinerte laster. Den endelige forskjellsmetoden er imidlertid ofte for treg på grunn av at kravet om et regulært rutenett over hele studieområdet fører til likningssystemer av svært høye ordener.

Den endelige elementmetoden kan utvides til en nesten ubegrenset klasse av problemer på grunn av det faktum at den tillater bruk av elementer av enkle og forskjellige former for å oppnå partisjoner. Størrelsene på de endelige elementene, som kan kombineres for å oppnå en tilnærming til eventuelle uregelmessige grenser, varierer noen ganger i partisjonen titalls ganger. Det er tillatt å påføre en belastning av enhver type på elementene i modellen, så vel som å påføre alle typer feste på dem. Hovedproblemet er å øke kostnadene for å oppnå resultater. Løsningens generelle karakter kommer på bekostning av tap av intuisjon, siden en endelig elementløsning faktisk er et sett med tall som bare gjelder for et spesifikt problem som stilles ved bruk av en endelig elementmodell. Å endre et vesentlig aspekt i modellen krever vanligvis en fullstendig re-løsning av problemet. Dette er imidlertid en ubetydelig kostnad, siden den endelige elementmetoden ofte er den eneste mulig måte hennes avgjørelser. Metoden er anvendelig for alle klasser av feltfordelingsproblemer, som inkluderer strukturell analyse, varmeoverføring, væskestrøm og elektromagnetisme. Ulempene med numeriske metoder inkluderer: 1) de høye kostnadene ved finite element analyseprogrammer; 2) lang opplæring i arbeid med programmet og mulighet for heltidsarbeid kun for høyt kvalifisert personell; 3) ganske ofte er det umulig å verifisere ved fysisk eksperiment riktigheten av løsningsresultatet oppnådd ved den endelige elementmetoden, inkludert i ikke-lineære problemer. t Gjennomgang av eksperimentelle studier av stabiliteten til plater og komposittplateelementer

Profilene som i dag brukes til bygningskonstruksjoner er laget av metallplater tykkelse fra 0,5 til 5 mm og anses derfor som tynnvegget. Kantene deres kan enten være flate eller buede.

Hovedtrekket ved driften av tynnveggede profiler er at flater med et høyt forhold mellom bredde og tykkelse opplever store knekkdeformasjoner ved belastning. En spesielt intensiv økning i avbøyningen observeres når størrelsen på spenningene som virker i ansiktet nærmer seg en kritisk verdi. Det er tap av lokal stabilitet, og avbøyningen blir sammenlignbar med tykkelsen på ansiktet. Som et resultat er tverrsnittet av profilen sterkt forvrengt.

I litteraturen om stabiliteten til plater er en spesiell plass okkupert av verkene til den russiske forskeren SP. Tymosjenko. Han er kreditert for å ha utviklet en energimetode for å løse problemer med elastisk stabilitet. Ved å bruke denne metoden, SP. Timosjenko ga en teoretisk løsning på problemene med stabilitet av plater lastet i midtplanet under forskjellige grenseforhold. De teoretiske løsningene ble verifisert ved en serie tester av enkelt støttede plater under jevn kompresjon. Tester bekreftet teorien.

Vurdering av tilstrekkeligheten av beregninger ved sammenligning med numeriske løsninger ved finittelementmetoden og kjente analytiske løsninger

For å verifisere påliteligheten til de oppnådde resultatene, ble numeriske studier utført ved bruk av finite element-metoden (FEM). I I det siste Numeriske FEM-studier brukes i økende grad på grunn av objektive årsaker, som mangel på testoppgaver og umuligheten av å oppfylle alle betingelser ved testing av prøver. Numeriske metoder gjør det mulig å utføre forskning under "ideelle" forhold og ha minimal feil, noe som er praktisk talt umulig å implementere i reelle tester. Numeriske studier ble utført ved bruk av ANSYS-programmet.

Numeriske studier ble utført med følgende prøver: rektangulær plate; U-formet og trapesformet profilelement, med en langsgående sikk og uten sikk; profilark (Fig. 2.11). Prøver med en tykkelse på 0,7; 0,8; 0,9 og 1 mm.

En jevn trykkbelastning SGSG ble påført prøvene (fig. 2.11) i endene, etterfulgt av en økning for trinn Det. Lasten som tilsvarer det lokale stabilitetstapet til en flat form tilsvarte verdien av den kritiske trykkspenningen scr. Deretter, ved å bruke formel (2.24), ble stabilitetskoeffisienten &(/?і,/?г) beregnet og sammenlignet med verdien fra tabell 2.

La oss vurdere en rektangulær plate med en lengde a = 100 mm og en bredde 6 = 50 mm, komprimert i endene av en jevn trykkbelastning. I det første tilfellet har platen en hengslet feste langs konturen, i den andre - en stiv tetning langs sidekantene og en hengslet feste langs endene (fig. 2.12).

I ANSYS-programmet ble en jevn trykkbelastning påført endeflatene, og den kritiske belastningen, spenningen og stabilitetskoeffisienten &(/?],/?2) til platen ble bestemt. Ved hengsling langs konturen mistet platen stabilitet i den andre formen (to buler ble observert) (Fig. 2.13). Deretter ble stabilitetskoeffisientene for platen, funnet numerisk og analytisk, sammenlignet. Beregningsresultatene er presentert i tabell 3.

Fra tabell 3 kan man se at forskjellen mellom resultatene av den analytiske og numeriske løsningen var mindre enn 1 %. Fra dette ble det konkludert med at den foreslåtte stabilitetsforskningsalgoritmen kan brukes ved beregning av kritiske laster for mer komplekse strukturer.

For å utvide den foreslåtte metoden for å beregne den lokale stabiliteten til tynnveggede profiler til det generelle tilfellet med belastning, ble det utført numeriske studier i ANSYS-programmet for å bestemme hvordan arten av trykklasten påvirker koeffisienten k(y). Forskningsresultatene presenteres i en graf (fig. 2.14).

Det neste trinnet med å teste den foreslåtte beregningsmetodikken var studien individuelle element profil (fig. 2.11, b, c). Den er hengslet langs konturen og komprimeres i endene av en jevn trykkbelastning av USG (fig. 2.15). Prøven ble testet for stabilitet ved bruk av ANSYS-programmet og ved bruk av den foreslåtte metoden. Etter dette ble resultatene sammenlignet.

Ved å lage en modell i ANSYS, for å sikre jevn fordeling av trykklasten langs enden, ble det plassert en tynnvegget profil mellom to tykke plater og påført dem en trykkbelastning.

Resultatet av å studere et U-formet profilelement i ANSYS-programmet er vist i figur 2.16, som viser at for det første skjer tapet av lokal stabilitet på den bredeste platen.

Område med tillatte belastninger uten å ta hensyn til lokalt tap av stabilitet

For bærende konstruksjoner laget av høyteknologiske tynnveggede trapesprofiler, utføres beregninger ved bruk av tillatte spenningsmetoder. En ingeniørteknikk foreslås for å ta hensyn til lokalt tap av stabilitet ved beregning av bæreevnen til strukturer laget av tynnveggede trapesprofiler. Teknikken er implementert i MS Excel, er tilgjengelig for bred bruk og kan tjene som grunnlag for passende tillegg til forskriftsdokumenter angående beregning av tynnveggede profiler. Den er basert på forskning og oppnådde analytiske avhengigheter for å beregne de kritiske spenningene ved lokal knekking av plateelementer med en tynnvegget trapesprofil. Problemet er delt inn i tre komponenter: 1) å bestemme minimumstykkelsen på profilen (maksimum t \ hvor det ikke er nødvendig å ta hensyn til lokalt tap av stabilitet i denne typen beregninger; 2) å bestemme området for tillatt belastninger av en tynnvegget trapesformet profil, innenfor hvilken bæreevnen er sikret uten lokalt tap av stabilitet; 3) bestemmelse av rekkevidden av tillatte verdier av NuM, innenfor hvilken bæreevnen er sikret i tilfelle lokalt tap av stabilitet av ett eller flere plateelementer med en tynnvegget trapesformet profil (som tar hensyn til reduksjonen av profildelen).

I dette tilfellet anses det at avhengigheten av bøyemomentet av den langsgående kraften M=f(N) for den beregnede strukturen er oppnådd ved bruk av metodene for styrke av materialer eller strukturell mekanikk (fig. 2.1). De tillatte spenningene [t] og materialets flytegrense er kjent, samt restspenningene i plateelementene. I beregningene etter lokalt tap av stabilitet ble «reduksjon»-metoden brukt. Ved knekking elimineres 96 % av bredden til det tilsvarende plateelementet.

Beregning av kritiske spenninger ved lokal knekking av plateelementer og maksimal tykkelse av en tynnvegget trapesprofil En tynnvegget trapesprofil er delt inn i et sett med plateelementer som vist i Fig. 4.1. Samtidig påvirker ikke vinkelen på gjensidig arrangement av naboelementer verdien av den kritiske spenningen til den lokale

Profil H60-845 BUET knekking. Det er tillatt å erstatte buede korrugeringer med rette elementer. De kritiske trykkspenningene ved lokal knekking i Euler-forstand for et individuelt i-te plateelement av en tynnvegget trapesprofil med bredde bt ved tykkelse t, elastisitetsmodul av materialet E og Poissons forhold ju i det elastiske belastningsstadiet er bestemt av formelen

Koeffisientene k(рх,Р2) og k(v) tar hensyn til henholdsvis påvirkningen av stivheten til tilstøtende plateelementer og arten av fordelingen av trykkspenninger over bredden av plateelementet. Verdien av koeffisientene: k(рх,Р2) bestemmes fra tabell 2, eller beregnes ved hjelp av formelen

Normalspenninger i et plateelement bestemmes i de sentrale aksene av den velkjente formelen for materialers motstand. Arealet av tillatte belastninger uten å ta hensyn til lokalt tap av stabilitet (fig. 4.2) bestemmes av uttrykket og er en firkant, der J er treghetsmomentet til seksjonen av profilperioden under bøyning, F er profilperiodens seksjonsområde, utam og Utip er koordinatene til ytterpunktene til profilseksjonen (fig. 4.1).

Her beregnes tverrsnittsarealet til profilen F og treghetsmomentet til seksjonen J for et periodisk element med lengde L, og lengdekraften iV og bøyemomentet Mb til profilen er relatert til L.

Bæreevnen er sikret når den faktiske lastkurven M=f(N) faller innenfor området for tillatte laster minus området med lokal knekking (fig. 4.3). Figur 4.2. Område med tillatte belastninger uten å ta hensyn til lokalt tap av stabilitet

Tapet av lokal stabilitet i en av hyllene fører til delvis utelukkelse fra oppfatningen av arbeidsbelastninger - reduksjon. Reduksjonsgraden tas i betraktning av reduksjonskoeffisienten

Bæreevne er sikret når den faktiske lastkurven faller innenfor området for tillatte laster minus lastområdet for lokal knekking. Ved mindre tykkelser reduserer den lokale knekklinjen arealet med tillatte belastninger. Lokal knekking er ikke mulig dersom den faktiske lastkurven ligger i et redusert område. Når den faktiske belastningskurven går utover linjen for minimumsverdien for den kritiske spenningen ved lokal knekking, er det nødvendig å gjenoppbygge området med tillatte belastninger under hensyntagen til reduksjonen av profilen, som bestemmes av uttrykket

Ilyashenko A.V. – Førsteamanuensis ved Institutt for konstruksjonsmekanikk
Moskva statsuniversitet for sivilingeniør,
Kandidat for tekniske vitenskaper

Studiet av bæreevnen til komprimerte elastiske tynnveggede stenger som har initial svikt og har gjennomgått lokalt tap av stabilitet er forbundet med bestemmelsen av stangens reduserte tverrsnitt. Hovedprinsippene som er tatt i bruk for å studere spennings-tøyningstilstanden i det superkritiske stadiet av komprimerte ikke-ideelle tynnveggede stenger er gitt i arbeidene. Denne artikkelen undersøker den superkritiske oppførselen til stenger, som er representert som et sett med sammenarbeidende elementer - plater med innledende feil, som simulerer driften av vinkel-, T- og kryssformede flenser. Dette er såkalte platehyller med den ene elastisk fastklemte kanten og den andre fri (se figur). I verkene tilhører en slik plate type II.

Det ble funnet at sviktbelastningen, som karakteriserer stangens bæreevne, overstiger belastningen P cr (m), hvor lokalt tap av stabilitet av en ufullkommen profil oppstår betydelig. Fra grafene presentert i er det klart at deformasjonene av langsgående fibre langs omkretsen av tverrsnittet i det superkritiske stadiet blir ekstremt ulikt. I fibre fjernt fra ribbene avtar trykkdeformasjoner med økende belastning, og ved belastninger nær grensen, på grunn av den skarpe krumningen til disse fibrene på grunn av initialtap og stadig økende piler av langsgående halvbølger dannet etter lokalt tap av stabilitet , deformasjoner vises og øker raskt strekking.

Seksjoner av tverrsnittet med buede langsgående fibre avlaster stress, som om de er slått av fra stangens arbeid, svekker det effektive tverrsnittet og reduserer stivheten. Så bæreevnen til en tynnvegget profil er ikke begrenset av lokalt tap av stabilitet. Den totale belastningen, oppfattet av de mer stive (mindre buede) delene av tverrsnittet, kan betydelig overstige verdien av P cr (m).

Vi oppnår en effektiv, redusert seksjon ved å ekskludere ikke-funksjonelle seksjoner av profilen. For å gjøre dette bruker vi uttrykket for spenningsfunksjonen Ф k (x,y), som beskriver anspent tilstand kth plate av type II (se).

La oss gå videre til superkritiske spenninger σ kх (i retning av den ytre trykkkraften), bestemt i den mest ugunstige delen av stangen (x=0). La oss skrive dem inn generelt syn:

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

hvor integrasjonskonstantene A km (m=1.2,...,6) og pilene til komponentene til de ervervede avbøyningene f kj (j=1.2) bestemmes fra løsningen av likningssystemet. Dette likningssystemet inkluderer ikke-lineære variasjonsligninger og grensebetingelser som beskriver jobber sammen ufullkomne profilplater. Pilene f koj (j=1,2,…,5) til komponentene i den innledende avbøyningen av den k-te platen bestemmes eksperimentelt for hver type profil;
ℓ – lengden på halvbølgen som dannes under lokalt tap av stabilitet;
s er bredden på platen;

βc,d =cs2 + dl2;

βc,d,j = cs4 + dl2s2 + gl4;

c, d, j er positive heltall.

Vi betegner den reduserte eller effektive bredden til flensplatens reduserte tverrsnitt (type II) med s p. For å bestemme den skriver vi ned betingelsene for overgangen fra det faktiske tverrsnittet av stangen til det reduserte. :

1. Spenningene i de langsgående fibrene ved den første overflaten av platen (ved y = 0) ved siden av ribben (se figuren) forblir de samme som de oppnådd fra den ikke-lineære teorien (1):

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

For å bestemme spenningen σ k2 =σ k maks, er det nødvendig å erstatte i (1) ordinaten til den mest belastede langsgående fiberen, som finnes fra betingelsen: ∂σ kx /∂y=0.

2. Summen av indre krefter i platen endres ikke når man beveger seg til en redusert seksjon i retning av trykkkraften:

3. Momentet for indre krefter i forhold til aksen som går gjennom den opprinnelige flaten (y=0) vinkelrett på platens plan forblir det samme:

Fra figuren er det tydelig at

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

La oss skrive et ligningssystem for å bestemme den reduserte bredden til platen s p. For å gjøre dette, erstatter vi (1) og (5) i (3) og (4):

hvor a=πs/l; F kr,ξ =f kr f koξ +f kr f kξ +f kor f kξ ;
r, ξ er positive heltall.

Det resulterende likningssystemet (6) og (7) gjør det mulig å bestemme den reduserte bredden sn til hver av flensplatene som utgjør den komprimerte tynnveggede stangen som har gjennomgått lokalt tap av stabilitet. Dermed ble selve tverrsnittet av profilen erstattet med et redusert.

Den foreslåtte metodikken ser ut til å være nyttig både teoretisk og praktisk ved beregning av bæreevnen til komprimerte pre-buede tynnveggede stenger, hvor lokal bølgedannelse er tillatt i henhold til driftskrav.

Bibliografi

1. Ilyashenko A.V., Efimov I.B. Spennings-tøyningstilstand etter lokalt tap av stabilitet av komprimerte tynnveggede stenger, tatt i betraktning den første feilen // Konstruksjonsstrukturer og materialer. Korrosjonsbeskyttelse. – Ufa: Tr.in-ta NIIpromstroy, 1981. – S.110-119.
2. Ilyashenko A.V. Til beregning av tynnveggede T-, vinkel- og kryssformede profiler med initialtap // Pelefundamenter. – Ufa: Lør. vitenskapelig tr. Niipromstroy, 1983. – S. 110-122.
3. Ilyashenko A.V., Efimov I.B. Eksperimentell studie av tynnveggede bjelker med buede plateelementer // Organisering og produksjon av byggearbeider. – M.: Tsentr.Buro n.-t. Informasjon fra Nærings- og byggedepartementet, 1983.

DIPLOMAOPPGAVE OM EMNET:

Rørproduksjon

1. SORTIMENT OG KRAV TIL REGULERINGSDOKUMENTASJON FOR RØR

1.1 Rørområde

OJSC "KresTrubZavod" er en av de største produsentene av rørprodukter i vårt land. Produktene selges med suksess både innenlands og utenlands. Produktene som produseres ved anlegget oppfyller kravene til innenlandske og utenlandske standarder. Internasjonale kvalitetssertifikater ble utstedt av slike organisasjoner som: American Petroleum Institute (API), det tyske sertifiseringssenteret TUV - Reiland.

Workshop T-3 er et av bedriftens hovedverksteder; produktene samsvarer med standardene presentert i tabellen. 1.1.

Tabell 1.1 - Standarder for produserte rør

Verkstedet produserer rør av karbon, legert og høylegert stål med en diameter på D=28-89mm og en veggtykkelse på S=2,5-13mm.

Verkstedet har hovedsakelig spesialisert seg på produksjon av pumpe- og kompressorrør, universalrør og rør beregnet for etterfølgende kaldbehandling.

De mekaniske egenskapene til produserte rør må samsvare med de som er angitt i tabellen. 1.2.

1.2 Krav om forskriftsdokumentasjon

Produksjonen av rør i T-3-verkstedet til KreTrubZavod utføres i samsvar med forskjellige regulatoriske dokumenter som GOST, API, DIN, NFA, ASTM og andre. La oss vurdere kravene i DIN 1629.

1.2.1 Sortiment

Denne standarden gjelder sømløs runde rør fra ulegert stål. Kjemisk oppbygning stål som brukes til produksjon av rør er gitt i tabell 1.3.

Tabell 1.2 - Mekaniske egenskaper til rør

Tabell 1.3 - Kjemisk sammensetning av stål

Rør produsert i henhold til denne standarden brukes hovedsakelig i ulike apparater for produksjon av tanker og legging av rørledninger, samt i generell maskinteknikk og instrumentproduksjon.

Rørenes dimensjoner og maksimale avvik er gitt i Tabell 1.4., Tabell 1.5., Tabell 1.6.

Lengden på røret bestemmes av avstanden mellom endene. Typer rørlengder er gitt i tabell 1.4.

Tabell 1.4 - Typer lengder og tillatte lengdeavvik

Tabell 1.5 - Tillatte diameteravvik

Tabell 1.6 - Tillatte avvik i veggtykkelse

Rørene skal være så runde som mulig. Avviket fra rundhet må ligge innenfor tillatte avvik for ytre diameter.

Rørene skal være rett til øyet, ved behov kan det stilles spesielle krav til retthet.

Rør skal kuttes vinkelrett på røraksen og skal ikke ha grader.

Verdiene for lineære masser (vekter) er gitt i standarden DIN 2448. Følgende avvik fra disse verdiene er tillatt:

for et separat rør + 12%–8%,

for leveranser som veier minst 10t +10%–5%.

Standardbetegnelsen for rør som tilsvarer DIN 1629 indikerer:

Navn (rør);

Hovednummeret til DIN dimensjonsstandarden (DIN 2448);

Hoveddimensjoner på røret (ytre diameter x veggtykkelse);

Hovednummer tekniske spesifikasjoner rekvisita (DIN 1629);

Forkortet navn på stålkvaliteten.

Eksempel symbol rør i henhold til DIN 1629 med en ytre diameter på 33,7 mm og en veggtykkelse på 3,2 mm laget av stål St 37.0:

Rør DIN 2448–33,7×3,2

DIN 1629–St 37,0.

1.2.2 Tekniske krav

Rør skal være produsert i henhold til kravene i standarden og i henhold til teknologiske forskrifter godkjent på foreskrevet måte.

De ytre og indre overflatene til rør og koblinger skal være fri for hetter, hulrom, matthet, delaminering, sprekker og sand.

Det er tillatt å kutte ned og rydde opp de angitte defektene, forutsatt at deres dybde ikke overstiger maksimalt minusavvik for veggtykkelsen. Sveising, fuging eller tetting av defekte områder er ikke tillatt.

På steder hvor veggtykkelsen kan måles direkte, kan dybden av defekte områder overstige den angitte verdien, forutsatt at minimum veggtykkelse opprettholdes, definert som differansen mellom nominell rørveggtykkelse og maksimalt minus avvik for denne.

Individuelle mindre hakk, bulker, riper, et tynt lag av kalkstein og andre defekter forårsaket av produksjonsmetoden er tillatt, dersom de ikke tar veggtykkelsen utover minusavvik.

Mekaniske egenskaper (flytegrense, strekkfasthet, bruddforlengelse) må samsvare med verdiene gitt i tabell 1.7.

Tabell 1.7 - Mekaniske egenskaper

1.2.3 Akseptregler

Rør presenteres for aksept i partier.

Partiet skal bestå av rør med samme nominelle diameter, samme veggtykkelse og styrkegruppe, samme type og én design og være ledsaget av et enkelt dokument som bekrefter at kvaliteten oppfyller kravene i standarden og inneholde:

Navn på produsenten;

Nominell rørdiameter og veggtykkelse i millimeter, rørlengde i meter;

Rørtype;

Styrkegruppe, varmetall, massefraksjon av svovel og fosfor for alle varmer som inngår i batchen;

Rørnummer (fra - til for hver varme);

Testresultater;

Standard betegnelse.

Bekreftelse utseende, størrelsen på defekter og geometriske dimensjoner og parametere må utsettes for hvert rør i partiet.

Massefraksjonen av svovel og fosfor må kontrolleres fra hver varme. For rør laget av metall fra en annen bedrift, må massefraksjonen av svovel og fosfor være sertifisert av et dokument om kvaliteten til metallprodusenten.

For å sjekke metallets mekaniske egenskaper velges ett rør av hver størrelse fra hver varme.

For å sjekke utflating tas ett rør fra hver varme.

Hvert rør må utsettes for en lekkasjetest med internt hydraulisk trykk.

Dersom det oppnås utilfredsstillende testresultater for minst én av indikatorene, utføres gjentatte tester på en dobbeltprøve fra samme batch. Resultatene av gjentatte tester gjelder for hele partiet.

1.2.4 Testmetoder

Inspeksjon av ytre og indre overflater av rør og koblinger utføres visuelt.

Dybden av defekter bør kontrolleres ved arkivering eller annen metode på ett til tre steder.

Kontroll av geometriske dimensjoner og parametere til rør og koblinger bør utføres ved bruk av universelle måleinstrumenter eller spesielle instrumenter som gir nødvendig målenøyaktighet, iht. teknisk dokumentasjon, godkjent på foreskrevet måte.

Krumningen ved rørets endepartier bestemmes basert på størrelsen på nedbøyningspilen, og beregnes som kvotienten for å dele nedbøyningspilen i millimeter med avstanden fra stedet - mål til nærmeste ende av røret i meter .

Rørvekttesting bør utføres kl spesielle midler for veiing med nøyaktighet som oppfyller kravene i denne standarden.

Strekkprøven skal utføres i henhold til DIN 50 140 på korte langsgående prøver.

For å kontrollere metallets mekaniske egenskaper kuttes en prøve fra hvert valgt rør. Prøver må kuttes langs hver ende av røret ved å bruke en metode som ikke endrer strukturen og de mekaniske egenskapene til metallet. Det er tillatt å rette ut endene av prøven for å gripe med klemmene til testmaskinen.

Varigheten av den hydrauliske trykktesten må være minst 10 s. Under testing skal det ikke oppdages lekkasjer i rørveggen.

1.2.5 Merking, pakking, transport og lagring

Rørmerking bør utføres i følgende omfang:

Hvert rør i en avstand på 0,4-0,6 m fra dens ende må være tydelig merket ved støt eller rifling:

Rørnummer;

Varemerke for produsenten;

Måned og år for utgivelse.

Markeringsområdet må være omrisset eller uthevet med slitesterk, lys maling.

Høyden på markeringene skal være 5-8 mm.

Når du bruker den mekaniske metoden for merking av rør, er det tillatt å ordne det i en rad. Det er lov å merke varmenummeret på hvert rør.

Ved siden av merkingen ved slag eller rifling skal hvert rør merkes med slitesterk lys maling:

Nominell rørdiameter i millimeter;

Veggtykkelse i millimeter;

Type utførelse;

Navn eller varemerke til produsenten.

Høyden på markeringene skal være 20-50 mm.

All merking skal påføres langs generatrisen til røret. Det er tillatt å påføre markeringer vinkelrett på generatrisen ved bruk av riflingsmetoden.

Ved lasting skal én vogn inneholde rør fra kun ett parti. Rør transporteres i poser tett bundet på minst to steder. Vekten på pakken bør ikke overstige 5 tonn, og på forespørsel fra forbrukeren - 3 tonn Det er tillatt å sende pakker med rør fra forskjellige partier i en bil, forutsatt at de er adskilt.

2. TEKNOLOGI OG UTSTYR FOR RØRPRODUKSJON

2.1 Beskrivelse av hovedutstyret til T-3 verkstedet

2.1.1 Beskrivelse og korte tekniske egenskaper for en ildstedsovn (WHF)

Vandringsovnen til T-3-verkstedet er designet for oppvarming av runde emner med en diameter på 90...120 mm, en lengde på 3...10 m fra karbon, lavlegerte og rustfrie stålkvaliteter før hulltaking på en TPA-80.

Ovnen er plassert i verksted T-3 i andre etasje i fag A og B.

Ovndesignet ble utført av Gipromez fra byen Sverdlovsk i 1984. Igangkjøring ble utført i 1986.

Ovnen er en stiv metallstruktur, foret fra innsiden med ildfaste og varmeisolerende materialer. Innvendige dimensjoner av ovnen: lengde - 28,87 m, bredde - 10,556 m, høyde - 924 og 1330 mm, driftskarakteristikkene til ovnen er presentert i tabell 2.1. Under ovnen er laget i form av faste og bevegelige bjelker, ved hjelp av hvilke arbeidsstykkene transporteres gjennom ovnen. Bjelkene er foret med varmeisolerende og brannbestandige materialer og innrammet med et spesielt sett med varmebestandige støpegods. Den øvre delen av bjelkene er laget av mullitt-korundmasse MK-90. Ovnstaket er laget opphengt i formede ildfaste materialer og isolert varmeisolasjonsmateriale. For å betjene ovnen og gjennomføre den teknologiske prosessen, er veggene utstyrt med arbeidsvinduer, et lastevindu og et lossevindu av metall. Alle vinduer er utstyrt med skodder. Ovnen varmes opp med naturgass, brent med brennere av typen GR (lavtrykksstrålingsbrenner) installert på taket. Ovnen er delt inn i 5 termiske soner med 12 brennere hver. Forbrenningsluften tilføres av to VM-18A-4 vifter, hvorav den ene fungerer som backup. Røykgasser fjernes gjennom en røykoppsamler plassert på taket i begynnelsen av ovnen. Videre, gjennom et system av metallforede røykrør og griser ved bruk av to VGDN-19 røykavtrekk, slippes røykgasser ut i atmosfæren. En sløyfe to-pass rørformet 6-seksjons sløyfe rekuperator (CP-250) er installert på skorsteinen for å varme opp forbrenningsluften som tilføres. For mer fullstendig utnyttelse av varme fra avgasser er røykfjerningssystemet utstyrt med en ettkammerovn for oppvarmingsdorer (SPO).

Det oppvarmede arbeidsstykket frigjøres fra ovnen ved hjelp av en intern vannkjølt rulletransportør, hvis ruller har en varmebestandig feste.

Ovnen er utstyrt med et industrielt fjernsynssystem. Høyttalerkommunikasjon er gitt mellom kontrollpanelene og instrumentpanelet.

Ovnen er utstyrt med systemer for automatisk regulering av termiske forhold, automatisk sikkerhet, enheter for overvåking av driftsparametere og signalisering av parameteravvik fra normen. Følgende parametere er underlagt automatisk regulering:

Ovnstemperatur i hver sone;

Gass-luftforhold etter sone;

Gasstrykk foran ovnen;

Trykk i arbeidsrommet til ovnen.

I tillegg til automatiske moduser, leveres en ekstern modus. System automatisk kontroll inkluderer:

Ovnstemperatur etter sone;

Temperatur på tvers av ovnens bredde i hver sone;

Temperaturen på gasser som forlater ovnen;

Lufttemperatur etter recuperator etter sone;

Røykgasstemperatur foran rekuperatoren;

Røyktemperatur foran røykavtrekket;

Naturgassforbruk for ovnen;

Luftforbruk per ovn;

Støvsug i grisen foran røykavtrekket;

Gasstrykk i felles manifold;

Gass- og lufttrykk i sonemanifolder;

Ovnstrykk.

Ovnen er utstyrt med naturgassavstenging lys- og lydalarm når gass- og lufttrykk faller i sonesamlere.

Tabell 2.1 - Driftsparametre for ovnen

Nødlydalarmen utløses også når:

Økning i temperatur i 4. og 5. sone (t cp = 1400°C);

Øke temperaturen på røykgassene foran rekuperatoren (t med p = 850°C);

Øke temperaturen på røykgassene foran røykavtrekket (t cp =400°C);

Fall i kjølevannstrykket (p av = 0,5 atm).

2.1.2 Korte tekniske karakteristikker for varmskjæringslinjen

Den varme skjærelinjen for arbeidsstykker er designet for å sette en oppvarmet stang inn i saksen, kutte arbeidsstykket til de nødvendige lengdene og fjerne det kuttede arbeidsstykket fra saksen.

Korte tekniske egenskaper for den varme skjærelinjen er presentert i tabell 2.2.

Utstyret til den varme skjærelinjen inkluderer selve saksen (SKMZ-design) for å kutte arbeidsstykket, en bevegelig stopper, et transportrullebord og en beskyttelsesskjerm for å beskytte utstyret mot termisk stråling fra PShP-tømmevinduet. Saksene er designet for avfallsfri skjæring av metall, men hvis det, som et resultat av en nødsituasjon, dannes gjenværende trim, installeres en renne og en boks i gropen nær saksen for å samle den. I alle fall må driften av en varm skjærelinje for arbeidsstykker organiseres på en slik måte at det forhindres dannelse av trim.

Tabell 2.2 - Korte tekniske karakteristikker for varmskjæringslinjen

Etter å ha varmet opp stangen og dispensert den, passerer den gjennom en termostat (for å redusere temperaturfallet langs arbeidsstykket), når det bevegelige stoppet og kuttes i arbeidsstykker med ønsket lengde. Etter å ha gjort kuttet, heves den bevegelige stopperen ved hjelp av en pneumatisk sylinder, og arbeidsstykket transporteres langs rullebanen. Etter at den har passert stoppet, senkes den til arbeidsposisjon og skjæresyklusen gjentas. For å fjerne avleiringer fra under rullebordrullene og varmskjæresaksene, er det utstyrt med et avkalkingssystem, og en sjakt og en mottaksboks for å fjerne avskjær. Etter å ha forlatt rullebordet til den varme skjærelinjen, går arbeidsstykket inn i mottaksvalsebordet til piercingmøllen.

2.1.3 Design og tekniske egenskaper ved hoved- og hjelpeutstyr seksjon for piercingmølle

Piercingsmaskinen er designet for å stikke et solid arbeidsstykke inn i en hul hylse. TPA-80 er utstyrt med en 2-vals piercingmølle med tønneformede eller koppformede ruller og skjær. Tekniske spesifikasjoner piercing mill er presentert i tabell 2.3.

Foran piercingsmøllen er det en vannkjølt rullebane designet for å motta arbeidsstykket fra den varme skjærelinjen og transportere det til sentreringsmaskinen. Rullebordet består av 14 vannkjølte ruller med individuelt driv.

Tabell 2.3 - Tekniske egenskaper ved piercingmøllen

Sentreringsmaskinen er designet for å slå ut en senterfordypning med en diameter på 20...30 mm og en dybde på 15...20 mm på enden av et oppvarmet arbeidsstykke og er en pneumatisk sylinder der en hammer med en spiss lysbilder.

Etter sentrering går det oppvarmede arbeidsstykket inn i risten for påfølgende overføring til rennen på det fremre bordet til piercingmøllen.

Frontbordet til piercingmøllen er designet for å motta et oppvarmet arbeidsstykke som ruller nedover gitteret, justerer aksen til arbeidsstykket med piercingaksen og holder det under piercing.

På utgangssiden av møllen er det installert rullesentrere på dorstangen, som støtter og sentrerer stangen, både før gjennomboring og under gjennomboringsprosessen, når den er utsatt for høye aksiale krefter og dens langsgående bøyning er mulig.

Bak sentrerne er det en stasjonær skyvejusteringsmekanisme med åpningshode; den tjener til å absorbere aksiale krefter som virker på stangen med doren, justere posisjonen til doren i deformasjonssonen og føre hylsen utenfor gjennomboringsmøllen.

2.1.4 Design og tekniske egenskaper for hoved- og hjelpeutstyret til den kontinuerlige mølleseksjonen

Den kontinuerlige fresen er designet for valsing av grove rør med en diameter på 92 mm og en veggtykkelse på 3...8 mm. Valsing utføres på en lang flytende dor på 19,5 m. Korte tekniske karakteristikker for den kontinuerlige møllen er gitt i tabell 2.4, i tabell 2.5. Girforholdene til girkassene er gitt.

Ved valsing fungerer den kontinuerlige møllen som følger: foringen transporteres av et valsebord bak piercingmøllen med en hastighet på 3 m/s til en bevegelig stopp, og etter stopp, ved hjelp av en kjedetransportør, overføres den til en rist i foran den kontinuerlige møllen og rullet tilbake på dispenserarmene.

Tabell 2.4 - Korte tekniske egenskaper for en kontinuerlig mølle

Hvis det er defekter på hylsen, slår operatøren på lukkeren og skyvere manuelt for å lede den inn i lommen.

Med dispenserspakene senket ruller en brukbar hylse inn i rennen, presses av klemspakene, hvoretter en dor settes inn i hylsen ved hjelp av drivruller. Når forenden av doren når forkanten av foringen, frigjøres klemmen, og foringen settes inn i en kontinuerlig fres ved hjelp av skyvevalser. I dette tilfellet er rotasjonshastigheten til doren og hylsetrekkvalsene innstilt på en slik måte at når hylsen fanges opp av det første stativet til den kontinuerlige møllen, er frontenden av doren forlenget med 2,5... 3 m.

Etter valsing på en kontinuerlig mølle, tilføres grovrøret med dor til doruttrekkeren, en kort teknisk beskrivelse er presentert i tabell 2.6. Deretter transporteres røret med en rullebane til området der den bakre enden er trimmet og nærmer seg det stasjonære stoppet ved området der den bakre enden av røret trimmes, er de tekniske egenskapene til utstyret i POZK-området gitt i Tabell 2.7. Etter å ha nådd stoppet, kastes røret av en skruestøter på gitteret foran utjevningsrullebordet. Deretter ruller røret langs risten inn på utjevningsrullebordet, nærmer seg stoppet som bestemmer lengden på kuttet, og overføres individuelt av stableren fra utjevningsrullebordet til risten foran utløpsvalsebordet, mens det under bevegelsen er den bakre enden av røret trimmet.

Den kuttede enden av røret overføres av en transportør for å fjerne skrapene til en beholder for skrapmetall plassert utenfor verkstedet.

Tabell 2.5 - Girforhold for kontinuerlige møllegirkasser og motoreffekt

Tabell 2.6 - Korte tekniske egenskaper for doruttrekkeren

Tabell 2.7 - Korte tekniske karakteristikker av seksjonen for kutting av bakenden av røret

2.1.5 Driftsprinsipp for hoved- og hjelpeutstyret til reduksjonsmøllen og kjøleseksjonen

Utstyret i denne seksjonen er designet for å transportere det grove røret gjennom en induksjonsvarmeinstallasjon, rulle på en reduksjonsmølle, kjøle og videre transportere det til kaldskjæringsseksjonen.

Oppvarming av grove rør foran reduksjonsmøllen utføres i en varmeenhet INZ - 9000/2.4, bestående av 6 varmeblokker (12 induktorer) plassert rett foran reduksjonsmøllen. Rørene går inn i induksjonsenheten etter hverandre i en kontinuerlig strøm. Hvis det ikke er tilførsel av rør fra den kontinuerlige møllen (når valsingen stoppes), er det tillatt å tilføre de avsatt "kalde" rørene individuelt inn i induksjonsinstallasjonen. Lengden på rørene som er installert i installasjonen bør ikke overstige 17,5 m.

Typen reduksjonsmølle er 24-stativ, 3-vals med to støttevalser og individuell stativdrift.

Etter valsing på en reduksjonsmølle går røret enten inn i sprøyten og kjølebordet, eller direkte til kjølebordet til møllen, avhengig av kravene til det ferdige rørets mekaniske egenskaper.

Utformingen og de tekniske egenskapene til sprøyten, samt kjøleparametrene til rørene i den, er en forretningshemmelighet til JSC KreTrubZavod og presenteres ikke i dette arbeidet.

I tabell 2.8. De tekniske egenskapene til varmeanlegget er presentert i tabell 2.9 – en kortfattet teknisk karakteristika for reduksjonsmøllen.

Tabell 2.8 - Korte tekniske egenskaper for varmeinstallasjonen INZ-9000/2.4

2.1.6 Utstyr for å kutte rør i lengder

For å kutte rør i målte lengder i T-3-verkstedet, brukes en Wagner batch-skjæresag modell WVC 1600R, hvis tekniske egenskaper er gitt i tabell. 2.10. Sager av KV6R-modellen brukes også - tekniske egenskaper i tabell 2.11.

Tabell 2.9 - Korte tekniske karakteristikker av reduksjonsmøllen

Tabell 2.10 - Tekniske egenskaper for WVC 1600R-sagen

2.1.7 Rørrettingsutstyr

Rørene, kuttet til bestemte lengder i henhold til bestillingen, sendes til retting. Retting utføres på utjevningsmaskiner RVV320x8, designet for å rette opp rør og stenger laget av karbon og lavlegert stål i kald tilstand med en initial krumning på opptil 10 mm per 1 lineær meter. De tekniske egenskapene til nivelleringsmaskinen RVV 320x8 er gitt i tabell. 3.12.

Tabell 2.11 - Tekniske egenskaper for sagmodellen KV6R

Tabell 2.12 - Tekniske egenskaper for nivelleringsmaskinen RVV 320x8

2.2 Eksisterende teknologi rørproduksjon ved TPA-80 JSC "KresTrubZavod"

Arbeidsstykket i form av stenger som kommer inn i verkstedet lagres på internlageret. Før den settes i produksjon, blir den utsatt for tilfeldig inspeksjon på et spesielt stativ og om nødvendig reparasjon. På området for klargjøring av arbeidsstykket er det installert vekter for å kontrollere vekten av metallet som settes i produksjon. Billeter fra lageret mates av en elektrisk traverskran til lastenettet foran ovnen og lastes inn i varmeovnen av en ildsted i henhold til tidsplan og rullehastighet.

Overholdelse av utformingen av arbeidsstykkene utføres visuelt av metallplanteren. Arbeidsstykket lastes inn i ovnen en etter en i hver, gjennom ett eller flere trinn med styreplater av bevegelige bjelker, avhengig av rullehastigheten og skjærefrekvensen. Ved endring av stålkvalitet, varme og standardstørrelse på rør, skiller plantemaskinen stålkvalitetene og smelter som følger: med en arbeidsstykkelengde på 5600-8000 mm separeres smeltene ved å flytte de to første stengene langs bredden av ovnen; stålkvaliteter skilles ved å flytte de fire første stengene på tvers av ovnens bredde; med en arbeidsstykkelengde på 9000-9800mm utføres separasjonen av stålkvaliteter og smelter fra hverandre under planting med et intervall på 8-10 trinn, samt ved å telle antall arbeidsstykker plantet i PShP og utstedt, som kontrolleres av PShP-metallvarmeren og den varmeskjærende kutteren ved å sjekke med kontrollpaneler. TPA-80; når du endrer størrelsen (omlastning av møllen) på valsede rør, stopper metalllasting inn i ovnen "5-6 trinn" før møllen stopper; når du stopper for omlasting, "går metallet tilbake 5-6 trinn." Bevegelsen av arbeidsstykker gjennom ovnen utføres av tre bevegelige bjelker. Under pauser i bevegelsessyklusen, er de bevegelige bjelkene installert på nivå med ildstedet. Den nødvendige oppvarmingstiden sikres ved å måle trinnsyklustiden. Overtrykk i arbeidsrommet bør være fra 9,8 Pa til 29,4 Pa, luftstrømskoeffisient =1,1 - 1,2.

Ved oppvarming av emner av forskjellige stålkvaliteter i en ovn, bestemmes varigheten av oppvarmingen av metallet hvis oppholdstid i ovnen er lengst. Høykvalitets oppvarming av metallet sikres ved jevn passasje av arbeidsstykker langs hele ovnens lengde. De oppvarmede arbeidsstykkene leveres til den interne avlastingsrulletransportøren og mates til den varme skjærelinjen.

For å redusere nedkjølingen av arbeidsstykker under nedetid, er det anordnet en termostat på rullebanen for transport av oppvarmede arbeidsstykker til saksene, samt muligheten til å returnere (ved å slå på revers) det ukuttede arbeidsstykket til ovnen og holde det der under nedetid. .

Under drift kan ovnen stoppe varm. En varmovnsstans anses å være en nedstenging uten å stenge naturgasstilførselen. Under varme stopp er de bevegelige ovnsbjelkene installert på nivå med de faste. Laste- og lossevinduene lukkes. Ved å bruke drivstoff-luft-justeringen reduseres luftforbrukskoeffisienten fra 1,1-1,2 til 1,0:-1,1. Trykket i ovnen på ildstedet blir positivt. Når møllen stopper: opptil 15 minutter - temperaturen i sonene er satt til den nedre grensen, og metallet "tråkkes tilbake" med to trinn; fra 15 minutter til 30 minutter - temperaturen i sonene III, IV, V reduseres med 20-40 0 C, i sonene I, II med 30-60 0 C fra den nedre grensen; over 30 minutter - temperaturen i alle soner reduseres med 50-150 0 C sammenlignet med nedre grense, avhengig av varigheten av inaktivitet. Blankene "trer tilbake" 10 trinn. Hvis nedetiden varer fra 2 til 5 timer, er det nødvendig å tømme den fjerde og femte sonen i ovnen fra arbeidsstykker. Arbeidsstykker fra sone I og II losses i lommen. Metallet losses av metallplanteren fra PU-1. Temperaturen i sonene V og IV reduseres til 1000-1050 0 C. Ved stopp i mer enn 5 timer frigjøres hele ovnen for metall. Temperaturstigningen utføres i trinn på 20-30 0 C, med en temperaturstigningshastighet på 1,5-2,5 0 C/min. Med en økning i oppvarmingstiden til metallet på grunn av den lave rullehastigheten, reduseres temperaturen i sonene I, II, III med henholdsvis 60 0 C, 40 0 ​​​​C, 20 0 C fra den nedre grensen, og temperaturen i sonene IV, V senkes til de nedre grensene. Generelt, med stabil drift av hele enheten, er temperaturen mellom sonene fordelt som følger (tabell 2.13).

Etter oppvarming går arbeidsstykket inn i den varme arbeidsstykkets skjærelinje. Utstyret til den varme skjærelinjen inkluderer selve saksen for å kutte arbeidsstykket, en bevegelig stopper, et transportrullebord og en beskyttelsesskjerm for å beskytte utstyret mot termisk stråling fra lossevinduet til en ildstedsovn. Etter å ha varmet opp stangen og dispensert den, passerer den gjennom termostaten, når det bevegelige stoppet og kuttes i stykker med ønsket lengde. Etter å ha gjort et kutt, heves den bevegelige stopperen ved hjelp av en pneumatisk sylinder, og arbeidsstykket transporteres langs rullebanen. Etter at den har passert stoppet, senkes den til arbeidsposisjon og skjæresyklusen fortsetter.

Tabell 2.13 - Temperaturfordeling i ovnen etter soner

Det målte arbeidsstykket overføres til sentreringsmaskinen ved hjelp av et rullebord bak saksen. Det sentrerte arbeidsstykket overføres av ejektoren til et gitter foran piercingmøllen, langs hvilket det ruller til stopperen og, når utgangssiden er klar, overføres det til en renne, som er lukket med et lokk. Ved hjelp av en skyver, med stoppet hevet, skyves arbeidsstykket inn i deformasjonssonen. I deformasjonssonen er arbeidsstykket gjennomboret på en dor holdt av en stang. Stangen hviler mot glasset til skyvehodet til skyvejusteringsmekanismen, hvis åpning forhindres av låsen. Langsgående bøyning stangen fra aksiale krefter som oppstår under rulling forhindres av lukkede sentrere, hvis akser er parallelle med stangens akse.

I arbeidsstilling bringes rullene sammen rundt stangen av en pneumatisk sylinder gjennom et system av spaker. Når frontenden av foringen nærmer seg, beveger sentreringsrullene seg sekvensielt fra hverandre. Etter å ha fullført gjennomboringen av arbeidsstykket, bringes de første rullene sammen av en pneumatisk sylinder, som flytter hylsen fra rullene slik at avskjæringsspakene kan gripe stangen, deretter brettes låsen og fronthodet tilbake, dispenserrullene bringes inn og hylsen sendes ut med økt hastighet ved økt hastighet og føres bak skyvehodet på rullebordet bak piercingmøllen.

Etter søm transporteres hylsen langs rullebanen til den bevegelige stopperen. Deretter flyttes hylsen av en kjedetransportør til innløpssiden av den kontinuerlige møllen. Etter transportøren ruller hylsen langs et skrågitter til en dispenser, som holder hylsen foran innløpssiden av den kontinuerlige møllen. Under føringene til det skrånende rutenettet er det en lomme for å samle defekte patroner. Foringen slippes fra det skrånende gitteret inn i mottaksrennen til en kontinuerlig mølle med klemmer. På dette tidspunktet settes en lang dor inn i hylsen ved hjelp av ett par friksjonsruller. Når den fremre ende av doren når frontenden av foringen, frigjøres foringsklemmen, to par trekkeruller bringes sammen på foringen, og foringen med doren settes inn i en kontinuerlig fres. I dette tilfellet beregnes rotasjonshastigheten til spindeltrekkvalsene og foringstrekkrullene på en slik måte at i det øyeblikk hylsen fanges opp av det første stativet til den kontinuerlige fresen, er forlengelsen av doren fra hylsen 2,5 -3,0 m. I denne forbindelse bør den lineære hastigheten til dortrekkrullene være 2,25-2,5 ganger høyere enn den lineære hastigheten til foringstrekkrullene.

Valsede rør med dor overføres vekselvis til aksen til en av doruttrekkerne. Spindelhodet går jevnt gjennom avtrekkeren og fanges opp av gripeinnsatsen og røret inn i den stødige hvileringen. Når kjeden beveger seg, forlater doren røret og går inn i en kjedetransportør, som overfører den til en dobbel rulletransportør, som transporterer dorene fra begge uttrekkerne til kjølebadet.

Etter å ha fjernet doren, går det grove røret til sagene for å trimme den bakre frynsete enden.

Etter induksjonsoppvarming føres rørene inn i en reduksjonsmølle, som har tjuefire trevalser. I en reduksjonsmølle bestemmes antall arbeidsstander avhengig av størrelsen på de valsede rørene (fra 9 til 24 stands), og stands er ekskludert fra 22 i retning av avtagende standtall. Stand 23 og 24 deltar i alle rullende programmer.

Under rulling avkjøles rullene kontinuerlig med vann. Ved flytting av rør langs kjølebordet skal det ikke være mer enn ett rør i hver seksjon. Ved valsing av varmedeformerte konverteringsrør beregnet for fremstilling av pumpe- og kompressorrør av styrkegruppe "K" fra stålkvalitet 37G2S etter reduksjonsmøllen, utføres akselerert kontrollert avkjøling av rørene i sprøyter.

Hastigheten på røret som passerer gjennom sprøyten må stabiliseres med hastigheten til reduksjonsmøllen. Operatøren kontrollerer hastighetsstabiliseringen i henhold til bruksanvisningen.

Etter reduksjon går rørene inn i et stativmontert kjølebord med gangbjelker hvor de kjøles.

Ved kjølebordet samles rørene i ettlagsposer for trimming av endene og kapping i lengder på kaldkappsager.

Ferdige rør kommer til inspeksjonsbordet til kvalitetskontrollavdelingen; etter inspeksjon buntes rørene og sendes til ferdigvarelageret.

2.3 Begrunnelse av designvedtak

Ved individuelt reduksjon av rør med strekk på PRS, oppstår det en betydelig lengdeforskjell i tykkelsen på rørendene. Årsaken til endeveggtykkelsen til rørene er ustabiliteten til aksiale spenninger i ikke-stasjonære deformasjonsmoduser ved fylling og tømming av arbeidsstandene til møllen med metall. Endeseksjonene reduseres under forhold med betydelig lavere langsgående strekkspenninger enn hoveddelen (midt) av røret. En økning i veggtykkelsen ved endeseksjonene, som overstiger de tillatte avvikene, gjør det nødvendig å trimme en betydelig del av det ferdige røret

Endetrimstandardene for reduserte rør ved TPA-80 JSC “KresTrubZavod” er gitt i tabell. 2.14.

Tabell 2.14 - Standarder for kutting av rørender ved TPA-80 JSC “KresTrubZavod”

2.4 Begrunnelse av designbeslutninger

Ved individuelt reduksjon av rør med strekk på PRS, oppstår det en betydelig lengdeforskjell i tykkelsen på rørendene. Årsaken til endeveggtykkelsen til rørene er ustabiliteten til aksiale spenninger i ikke-stasjonære deformasjonsmoduser ved fylling og tømming av arbeidsstandene til møllen med metall. Endeseksjonene reduseres under forhold med betydelig lavere langsgående strekkspenninger enn hoveddelen (midt) av røret. En økning i veggtykkelsen ved endepartiene, som overstiger de tillatte avvikene, gjør det nødvendig å trimme en betydelig del av det ferdige røret.

Endetrimstandardene for reduserte rør ved TPA-80 JSC “KresTrubZavod” er gitt i tabell. 2.15.

Tabell 2.15 - Standarder for kutting av rørender ved TPA-80 JSC “KresTrubZavod”

hvor PC er den fortykkede enden av røret; ZK er den bakre fortykkede enden av røret.

Det estimerte årlige tapet av metall i de fortykkede endene av rørene i T-3-verkstedet til KresTrubZavod OJSC er 3000 tonn. Ved å redusere lengden og vekten av kuttede fortykkede ender av rør med 25%, vil den årlige økningen i fortjeneste være omtrent 20 millioner rubler. I tillegg vil det oppnås kostnadsbesparelser på batchsagverktøy, strøm mv.

I tillegg, ved produksjon av konverteringsblokker for tegnebutikker, er det mulig å redusere den langsgående forskjellen i rørveggtykkelse; det lagrede metallet på grunn av reduksjonen i langsgående forskjell i veggtykkelse kan brukes til å øke produksjonsvolumene av varmt ytterligere -valsede og kalddeformerte rør.

3. UTVIKLING AV KONTROLLALGORITMER FOR TPA-80 REDUCERINGSMILLEN

3.1 Status for problemet

Rulleenheter for kontinuerlige rør er de mest lovende høyytelsesinstallasjonene for produksjon av varmvalsede sømløse rør i passende rekkevidde.

Enhetene inkluderer piercing, kontinuerlig dor og reduksjonsstrekkmøller. Kontinuitet i den teknologiske prosessen, automatisering av alle transportoperasjoner, stor lengde på rullede rør sikrer høy produktivitet, god kvalitet rør etter overflate og geometriske dimensjoner

De siste tiårene har den intensive utviklingen av rørproduksjon ved kontinuerlig valsing fortsatt: kontinuerlige rullende verksteder er bygget og satt i drift (i Italia, Frankrike, USA, Argentina), rekonstruert (i Japan), utstyr for nye butikker har blitt levert (i Kina), og og verkstedbyggeprosjekter ble implementert (i Frankrike, Canada, USA, Japan, Mexico).

Sammenlignet med enhetene som ble satt i drift på 60-tallet, har de nye fabrikkene betydelige forskjeller: de produserer hovedsakelig oljekvalitetsrør, og derfor bygges store seksjoner i verkstedene for etterbehandling av disse rørene, inkludert utstyr for å forstyrre endene, varmebehandling, rør skjæring, kobling produksjon, og så videre; Utvalget av rørstørrelser utvidet seg betydelig: den maksimale diameteren økte fra 168 til 340 mm, veggtykkelsen - fra 16 til 30 mm, noe som ble mulig takket være utviklingen av valseprosessen på kontinuerlige møller på en lang dor som beveger seg med kontrollert hastighet, i stedet for en flytende. Nye rørrulleenheter bruker kontinuerlig støpte emner (kvadratiske og runde), noe som har sikret en betydelig forbedring av de tekniske og økonomiske indikatorene for driften.

For å varme opp arbeidsstykker er ringovner fortsatt mye brukt (TPA 48-340, Italia), sammen med dette begynner det å bli brukt ovner med ildsted (TPA 27-127, Frankrike, TPA 33-194, Japan). I alle tilfeller sikres den høye produktiviteten til en moderne enhet ved å installere en stor ovn med én kapasitet (kapasitet opptil 250 t/t). For å varme opp rør før reduksjon (kalibrering), brukes ovner med gangbjelker.

Hovedmøllen for å produsere foringer er fortsatt et to-vals skruevalseverk, hvis design forbedres, for eksempel ved å erstatte faste linjaler med drevne styreskiver. Ved bruk av firkantede emner innledes skruvalseverket i den tekniske linjen av enten en pressvalsemølle (TPA 48-340 i Italia, TPA 33-194 i Japan) eller en mølle for kalibrering av kanter og en press for dyp justering (TPA 60-245, Frankrike).

En av hovedretningene for videreutvikling av den kontinuerlige valsemetoden er bruken av dor som beveger seg med kontrollert hastighet under valseprosessen, i stedet for flytende. Ved hjelp av en spesiell mekanisme som utvikler en holdekraft på 1600-3500 kN, settes doren til en viss hastighet (0,3-2,0 m/s), som opprettholdes enten frem til fullstendig uttak rør fra doren under valseprosessen (tilbakeholdt dor), eller til et visst punkt, hvorfra dornen beveger seg som en flytende (delvis holdt dor). Hver av disse metodene kan brukes i produksjon av rør med en viss diameter. For rør med liten diameter er hovedmetoden å rulle på en flytende dor, middels diameter (opptil 200 mm) - på en delvis holdt dor, og stor (opptil 340 mm eller mer) - på en støttet dor.

Bruken av dor på kontinuerlige freser som beveger seg med kontrollert hastighet (holdt, delvis holdt) i stedet for flytende sikrer en betydelig utvidelse av rekkevidden, en økning i lengden på rørene og en økning i nøyaktigheten. Enkelte designløsninger er av interesse; for eksempel bruken av en gjennomborende møllestang som en delvis holdt dor i en kontinuerlig mølle (TPA 27-127, Frankrike), innføring av doren utenfor maskin i hylsen (TPA 33-194, Japan).

Nye enheter er utstyrt med moderne reduksjons- og dimensjoneringsmøller, og som oftest benyttes en av disse møllene. Kjølebord er designet for å motta rør etter reduksjon uten forskjæring.

Ved å vurdere den nåværende generelle tilstanden til automatisering av rørmøller, kan følgende funksjoner bemerkes.

Transportoperasjoner knyttet til bevegelse av valsede produkter og verktøy i hele enheten automatiseres ganske fullt ved hjelp av tradisjonelle lokale (for det meste kontaktløse) automatiseringsenheter. Basert på slike enheter ble det mulig å introdusere høyytelsesenheter med kontinuerlige og diskrete kontinuerlige teknologiske prosesser.

De faktiske teknologiske prosessene og til og med individuelle operasjoner på rørfabrikker er tydeligvis ikke tilstrekkelig automatiserte, og i denne delen er deres automatiseringsnivå merkbart dårligere enn det som oppnås for eksempel innen kontinuerlige platemøller. Hvis bruken av kontrolldatamaskiner (CCM) for platemøller har blitt praktisk talt en allment anerkjent norm, er eksempler for rørfabrikker fortsatt sjeldne i Russland, selv om utviklingen og implementeringen av automatiserte prosesskontrollsystemer og automatiserte kontrollsystemer i utlandet nå har blitt norm. I mellomtiden er det i en rekke rørfabrikker i vårt land hovedsakelig eksempler på industriell implementering av individuelle undersystemer for automatisert kontroll av teknologiske prosesser ved bruk av spesialiserte enheter laget ved hjelp av halvlederlogikk og elementer av datateknologi.

Denne tilstanden skyldes hovedsakelig to forhold. På den ene siden, inntil nylig, ble kravene til kvalitet, og fremfor alt, til rørdimensjonal stabilitet, tilfredsstilt med relativt enkle midler (spesielt rasjonelle design av mølleutstyr). Disse forholdene stimulerte ikke til mer avanserte og naturligvis mer komplekse utviklinger, for eksempel ved bruk av relativt dyre og ikke alltid tilstrekkelig pålitelige datamaskiner. På den annen side, bruk av spesielle ikke-standard tekniske midler automatisering viste seg kun å være mulig for enklere og mindre effektive oppgaver, og det krevdes en betydelig investering av tid og penger til utvikling og produksjon, noe som ikke bidro til fremgang på området under vurdering.

Økende moderne krav til rørproduksjon, inkludert rørkvalitet, kan imidlertid ikke tilfredsstilles med tradisjonelle løsninger. Videre, som praksis viser, faller en betydelig del av innsatsen for å oppfylle disse kravene på automatisering, og for tiden er det nødvendig å automatisk endre disse modusene under rørrullingsprosessen.

Moderne fremskritt innen kontroll av elektriske stasjoner og ulike tekniske midler for automatisering, først og fremst innen minidatamaskiner og mikroprosessorteknologi, gjør det mulig å radikalt forbedre automatiseringen av rørmøller og enheter og overvinne ulike produksjons- og økonomiske begrensninger.

Bruken av moderne tekniske automatiseringsmidler innebærer en samtidig økning i kravene til riktigheten av å stille problemer og valg av måter å løse dem på, og spesielt for valg av de mest effektive måtene å påvirke teknologiske prosesser på. Løsningen på dette problem kan forenkles ved en analyse av de eksisterende mest effektive tekniske løsningene for automatisering av rørmøller.

Studier av kontinuerlige rørrullende enheter som objekter for automatisering viser at det er betydelige reserver for ytterligere å øke deres tekniske og økonomiske indikatorer ved å automatisere den teknologiske prosessen med å rulle rør på disse enhetene.

Ved valsing i en kontinuerlig mølle på en lang flytende dor, induseres også en endelengdeforskjell i tykkelse. Veggtykkelsen på bakenden av de grove rørene er 0,2-0,3 mm større enn midten. Lengden på bakenden med en fortykket vegg er lik 2-3 intercellulære mellomrom. Fortykkelsen av veggen er ledsaget av en økning i diameter i området som ligger ett mellomstandsrom fra den bakre enden av røret. På grunn av forbigående forhold er veggtykkelsen på frontendene 0,05-0,1 mm mindre enn midten.Ved rulling med strekk tykner også veggene på rørenes frontender. Den langsgående forskjellen i tykkelsen på de grove rørene bevares under påfølgende reduksjon og fører til en økning i lengden på de bakre fortykkede endene av de ferdige rørene som kuttes av.

Ved valsing i reduksjonsstrekkmøller blir veggene i rørendene tykkere på grunn av en reduksjon i spenningen sammenlignet med stabil tilstand, som bare oppstår når 3-4 møllestativ er fylt. Endene på rør med en vegg fortykket utover toleransen kuttes av, og tilhørende metallavfall står for hovedandelen av totalforbrukskoeffisienten på enheten.

Den generelle karakteren av den langsgående variasjonen i rørveggtykkelsen etter en kontinuerlig fres er nesten fullstendig overført til de ferdige rørene. Dette bekreftes av resultatene av rullende rør med dimensjoner på 109 x 4,07 - 60 mm under fem spenningsmodi på reduksjonsmøllen til YuTZ-installasjonen 30-102. I løpet av eksperimentet, ved hver hastighetsmodus, ble 10 rør valgt, hvis endeseksjoner ble kuttet i 10 stykker 250 mm lange, og tre rør ble kuttet fra midten, plassert i en avstand på 10, 20 og 30 m fra frontenden. Etter å ha målt veggtykkelsen på enheten, dechiffrert veggforskjellsdiagrammene og gjennomsnittet av dataene, ble grafiske avhengigheter konstruert og presentert i fig. 54.

Således har de bemerkede komponentene i den totale tykkelsesforskjellen på rør en betydelig innvirkning på de tekniske og økonomiske ytelsesindikatorene til kontinuerlige enheter, er assosiert med de fysiske egenskapene til valseprosessene i kontinuerlige og reduksjonsverk og kan bare elimineres eller reduseres betydelig. gjennom spesielle automatiske systemer, endre mølleinnstillingen under rørvalsing. Den naturlige naturen til disse komponentene av veggtykkelse tillater bruk av et programvarekontrollprinsipp på grunnlag av slike systemer.

Det er andre kjente tekniske løsninger på problemet med å redusere sluttavfall under reduksjon ved bruk av automatiske styresystemer for prosessen med å rulle rør i en reduksjonsmølle med individuelle stativdrev (tyske patenter nr. 1602181 og UK 1274698). Ved å endre hastigheten på rullene når de fremre og bakre ender av rørene rulles, skapes ytterligere strekkkrefter, noe som fører til en reduksjon i enden langsgående tykkelsesforskjell. Det er informasjon om at slike programvfor hoveddriftene til reduksjonsverket opererer på syv utenlandske rørvalseenheter, inkludert to enheter med kontinuerlige møller i Mülheim (Tyskland). Enhetene ble levert av Mannesmann (Tyskland).

Den andre enheten ble lansert i 1972 og inkluderer en 28-stands reduksjonsmølle med individuelle drev, utstyrt med et hastighetskorreksjonssystem. Hastighetsendringer under passering av rørender utføres i de første ti stativene i trinn, som additiver til driftshastighetsverdien. Maksimal hastighetsendring skjer på stand nr. 1, minimum - på stand nr. 10. Fotoreleer brukes som posisjonssensorer for endene av røret i møllen, og gir kommandoer for å endre hastigheten. I samsvar med det vedtatte hastighetskorreksjonsskjemaet, drives de individuelle stasjonene til de første ti stativene ved hjelp av en anti-parallell reversibel krets, og de påfølgende stativene drives ved hjelp av en ikke-reversibel krets. Det bemerkes at justering av hastighetene til reduksjonsmølledriftene gjør det mulig å øke utbyttet av enheten med 2,5 % med et blandet produksjonsprogram. Med økende grad av diameterreduksjon øker denne effekten.

Det er lignende informasjon om å utstyre en tjueåtte standreduksjonsfabrikk i Spania med et hastighetskorreksjonssystem. Hastighetsendringer utføres på de første 12 tribunene. I denne forbindelse er det også gitt forskjellige drivkraftforsyningsordninger.

Det skal bemerkes at å utstyre reduksjonsmøller som en del av kontinuerlige rørvalseenheter med et hastighetskorreksjonssystem ikke helt løser problemet med å redusere endeavfall under reduksjon. Effektiviteten til slike systemer bør avta med synkende grad av diameterreduksjon.

Programmerbare prosesskontrollsystemer er de enkleste å implementere og gir stor økonomisk effekt. Men med deres hjelp er det mulig å øke nøyaktigheten av rørdimensjoner bare ved å redusere en av de tre komponentene - den langsgående veggforskjellen. Som studier viser, faller hovedandelen i den totale spredningen av veggtykkelser på ferdige rør (ca. 50%) på den tverrgående veggtykkelsen. Svingninger i gjennomsnittlig rørveggtykkelse i partier utgjør ca. 20 % av den totale spredningen.

For tiden er reduksjon av tverrtykkelsesforskjellen bare mulig ved å forbedre den teknologiske prosessen med å rulle rør på møllene som er en del av enheten. Eksempler på bruk av automatiske systemer til disse formålene er ukjente.

Stabilisering av gjennomsnittlig rørveggtykkelse i partier er mulig både gjennom forbedring av rulleteknologi, stativdesign og elektrisk drift, og gjennom automatiske prosesskontrollsystemer. Å redusere spredningen av rørveggtykkelser i en batch kan øke produktiviteten til enhetene betydelig og redusere metallforbruket på grunn av rulling innenfor minustoleranser.

I motsetning til programvaresystemer, må systemer designet for å stabilisere gjennomsnittlig rørveggtykkelse inkludere sensorer for å overvåke de geometriske dimensjonene til rør.

Det er kjente tekniske forslag for å utstyre reduksjonsmøller med systemer for automatisk stabilisering av rørveggtykkelse. Strukturen til systemene er ikke avhengig av typen enhet som inneholder reduksjonsmøllen.

Et sett med kontrollsystemer for prosessen med å rulle rør i kontinuerlige og reduksjonsmøller, designet for å redusere sluttavfall under reduksjon og øke nøyaktigheten til rør ved å redusere den langsgående variasjonen i tykkelse og spredningen av gjennomsnittlig veggtykkelse, danner den automatiserte prosesskontrollen systemet til enheten.

Bruken av datamaskiner for produksjonskontroll og automatisering av den teknologiske prosessen med rørrulling ble først implementert på en kontinuerlig rørrulleenhet 26-114 i Mülheim.

Enheten er designet for rullende rør med en diameter på 26-114 mm og en veggtykkelse på 2,6-12,5 mm. Enheten inkluderer en ringovn, to piercingmøller, en 9-stands kontinuerlig mølle og en 24-stands reduksjonsmølle med individuell drift fra 200 kW motorer.

Den andre enheten med en kontinuerlig mølle i Mülheim, lansert i 1972, er utstyrt med en kraftigere datamaskin, som er tildelt bredere funksjoner. Enheten er konstruert for valsing av rør med en diameter på opptil 139 mm, en veggtykkelse på opptil 20 mm og består av en gjennomboringsfres, en åtte-stativ kontinuerlig fres og en tjueåtte-reduksjonsfres med individuell drivkraft .

En kontinuerlig rørrulleenhet i Storbritannia, lansert i 1969, er også utstyrt med en datamaskin, som brukes til å planlegge lasting av enheten og, som et informasjonssystem, kontinuerlig overvåker valsede og verktøyparametere. Kvalitetskontroll av rør og billets, samt nøyaktigheten av mølleinnstillinger, utføres i alle stadier av den teknologiske prosessen. Informasjon fra hver mølle sendes til en datamaskin for behandling, og deretter til møllene for driftsstyring.

Kort sagt, mange land prøver å løse problemet med å automatisere rullende prosesser, inkl. og vårt. For å utvikle en matematisk modell for kontroll av kontinuerlige møller, er det nødvendig å kjenne påvirkningen av de spesifiserte teknologiske parameterne på nøyaktigheten til de ferdige rørene; for dette er det nødvendig å vurdere funksjonene til kontinuerlig valsing.

Et trekk ved å redusere rør med spenning er en høyere kvalitet på produktet som et resultat av dannelsen av en mindre tverrsnittsveggforskjell, i motsetning til rulling uten spenning, samt muligheten for å produsere rør med små diametre. Under stykkevalsing observeres imidlertid en økt lengdeforskjell i veggtykkelse i endene av rørene. Fortykkede ender under strekkreduksjon dannes på grunn av at rørets fremre og bakre ende ikke er helt utsatt for strekk når de passerer gjennom møllen.

Strekk karakteriseres av størrelsen på strekkspenningen i røret (x). Mest full beskrivelse er den plastiske spenningskoeffisienten, som representerer forholdet mellom den langsgående strekkspenningen til røret og motstanden mot deformasjon av metallet i merden.

Typisk justeres reduksjonsfresen på en slik måte at koeffisienten for plastisk strekk i midtre stativer fordeles jevnt. I første og siste tribune øker og avtar spenningen.

For å intensivere reduksjonsprosessen og få tynnveggede rør, er det viktig å kjenne til den maksimale spenningen som kan skapes i reduksjonsmøllen. Den maksimale verdien av den plastiske spenningskoeffisienten i møllen (z max) er begrenset av to faktorer: trekkkapasiteten til rullene og betingelsene for rørbrudd i møllen. Som et resultat av forskning er det fastslått at når den totale kompresjonen av røret i møllen er opp til 50-55 %, begrenses z max-verdien av rullenes trekkkapasitet.

Workshop T-3, sammen med EF VNIPI Tyazhpromelektroproekt og ASK-bedriften, skapte grunnlaget for det automatiserte prosesskontrollsystemet på TPA-80-enheten. For øyeblikket fungerer følgende komponenter i dette systemet: UZN-N, UZN-R, ETHERNET kommunikasjonslinje, alle arbeidsstasjoner.

3.2 Beregning av rullebord

Grunnprinsippet for å konstruere en teknologisk prosess i moderne installasjoner er å produsere rør med en konstant diameter på en kontinuerlig fres, som tillater bruk av et arbeidsstykke og en hylse med også konstant diameter. Anskaffelse av rør med nødvendig diameter sikres ved reduksjon. Dette operasjonssystemet letter og forenkler oppsett av møller, reduserer antall verktøy og, viktigst av alt, tillater å opprettholde høy produktivitet av hele enheten selv når du ruller rør med minimum (etter reduksjon) diameter.

Vi beregner rulletabellen mot rullende fremdrift i henhold til metoden beskrevet i. Den ytre diameteren til røret etter reduksjon bestemmes av dimensjonene til det siste paret ruller.

D p 3 =(1.010..1.015) * D o =1,01 * 33,7=34 mm

hvor D p er diameteren på det ferdige røret etter reduksjonsmøllen.

Veggtykkelsen etter kontinuerlige og reduksjonsfreser bør være lik veggtykkelsen på det ferdige røret, dvs. Sn=Sp=So=3,2 mm.

Siden et rør med samme diameter kommer ut etter en kontinuerlig fres, tar vi D n = 94 mm. I kontinuerlige møller sikrer valsekalibrering at i de siste valseparene er den indre diameteren til røret 1-2 mm større enn dordiameteren, slik at dordiameteren blir lik:

N =dn-(1..2)=Dn-2Sn-2=94-2*3.2-2=85.6 mm.

Vi tar diameteren på dorene til å være 85 mm.

Hylsens indre diameter skal sikre fri innføring av doren og tas 5-10 mm større enn diameteren til doren

dg = n +(5..10)=85+10=95 mm.

Vi tar foringsveggen:

Sg =Sn+(11..14)=3,2+11,8=15 mm.

Den ytre diameteren til foringene bestemmes basert på størrelsen på den indre diameteren og veggtykkelsen:

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

Diameteren på arbeidsstykket som brukes er D z = 120 mm.

Diameteren til piercingmølledoren velges under hensyntagen til mengden valsing, dvs. løfte den indre diameteren til foringen, fra 3 % til 7 % av den indre diameteren:

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

Tegningskoeffisientene for piercing-, kontinuerlige og reduksjonsfreser bestemmes av formlene:

,

Den generelle forlengelsesfaktoren er:

Rullebordet for rør med dimensjonene 48,3 × 4,0 mm og 60,3 × 5,0 mm ble beregnet på tilsvarende måte.

Det rullende bordet er presentert i tabell. 3.1.

Tabell 3.1 - TPA-80 rullebord

3.3 Beregning av kalibrering av reduksjonsmøllevalser

Valsekalibrering er en viktig del av beregningen av driftsforholdene til møllen. Det bestemmer i stor grad kvaliteten på rørene, verktøyets levetid, lastfordelingen i arbeidsstativene og drivverket.

Beregning av rullekalibrering inkluderer:

a) fordeling av partielle deformasjoner i møllestandene og beregning av gjennomsnittsdiametrene til målerne;

b) bestemmelse av dimensjonene til rullekaliberne.

3.3.1 Fordeling av partielle deformasjoner

I henhold til arten av endringer i spesielle deformasjoner, kan reduksjonsmøllens bevoksninger deles inn i tre grupper: toppstanden ved begynnelsen av møllen, hvor reduksjonen øker intensivt ettersom valsingen skrider frem; en målegruppe (ved enden av møllen), der deformasjonene er redusert til en minimumsverdi, og en gruppe stativer mellom dem (midten), hvor de delvise deformasjonene er maksimale eller nær dem.

Når du ruller rør under strekk, blir verdiene av delvise deformasjoner tatt basert på tilstanden for stabilitet av rørprofilen til en verdi av plastisk spenning som sikrer produksjon av et rør av en gitt størrelse.

Koeffisienten for total plastisk spenning kan bestemmes av formelen:

,

hvor er de aksiale og tangentielle deformasjonene tatt i logaritmisk form; T-verdi bestemt for en tre-rulls måler ved hjelp av formelen

T= ,

hvor (S/D) cp er det gjennomsnittlige forholdet mellom veggtykkelse og diameter under perioden med rørdeformasjon i møllen; k-koeffisient som tar hensyn til endringen i tykkelsesgraden til røret.

,

,

hvor m er verdien av den totale deformasjonen av røret langs dets diameter.

.

,

.

Verdien av den kritiske partielle reduksjonen ved en slik koeffisient for plastisk spenning, ifølge , kan nå 6% i det andre stativet, 7,5% i det tredje stativet og 10% i det fjerde stativet. I første stand anbefales det å ta innen 2,5–3 %. Men for å sikre et stabilt grep reduseres vanligvis kompresjonen.

I forbearbeidings- og etterbehandlingsstandene til fabrikken reduseres også reduksjonen, men for å redusere belastningen på rullene og øke nøyaktigheten til de ferdige rørene. I det siste stativet av kalibreringsgruppen er kompresjonen tatt lik null, den nest siste er opptil 0,2 fra kompresjonen i den siste standen av midtgruppen.

I midtgruppen av standplasser praktiseres jevn og ujevn fordeling av partielle deformasjoner. Med en jevn fordeling av kompresjon i alle bestandene i denne gruppen, antas de å være konstante. Den ujevne fordelingen av partielle deformasjoner kan ha flere alternativer og kan karakteriseres av følgende mønstre:

kompresjon i midtgruppen reduseres proporsjonalt fra de første standene til den siste fallende modusen;

i de første få standene i mellomgruppen reduseres delvise deformasjoner, og resten holdes konstant;

kompresjon i mellomgruppen økes først og deretter reduseres;

i de første få standene i den midterste gruppen forblir partielle deformasjoner konstante, og i resten reduseres de.

Med avtagende tøyningsforhold i den midtre gruppen av stativer, reduseres forskjeller i rullekraften og belastningen på drivverket, forårsaket av en økning i motstanden mot deformasjon av metallet når rulling skjer, på grunn av en reduksjon i temperaturen og en økning i deformasjonshastigheten. Det antas at å redusere reduksjonen ved enden av møllen også forbedrer kvaliteten på den ytre overflaten av rørene og reduserer den tverrgående tykkelsesforskjellen.

Ved beregning av rullekalibreringen antar vi en jevn fordeling av kompresjon.

Verdiene av spesielle deformasjoner for møllestandene er vist i fig. 3.1.

Kompresjonsfordeling

Basert på de aksepterte verdiene for partielle deformasjoner, kan gjennomsnittsdiametrene til målerne beregnes ved hjelp av formelen

.

For den første møllen står (i=1) d i -1 =D 0 =94 mm, deretter

mm.

De gjennomsnittlige kaliberdiametrene beregnet ved hjelp av denne formelen er gitt i vedlegg 1.

3.3.2 Bestemmelse av rulleprofilstørrelser

Formen på sporene til trevalser er vist i fig. 3.2.

En oval måler oppnås ved å skissere den med en radius r med sentrum forskjøvet i forhold til rulleaksen med en eksentrisitetsverdi e.

Kaliber form

Verdiene til målernes radier og eksentrisitet bestemmes av målernes bredde og høyde ved å bruke formlene:

For å bestemme dimensjonene til et kaliber, er det nødvendig å kjenne verdiene til dens halvakser a og b, og for å bestemme dem, verdien av kaliberets ovalitet

For å bestemme ovaliteten til et kaliber, kan du bruke formelen:

Effekteksponenten q karakteriserer den mulige utvidelsen i kaliberet. Ved reduksjon i tre-rull stands tas q=1,2.

Verdiene til kaliberhalvaksene bestemmes av avhengighetene:

hvor f er korreksjonsfaktoren, som kan beregnes ved hjelp av den omtrentlige formelen

La oss beregne dimensjonene til måleren ved å bruke formlene ovenfor for det første stativet.

For de resterende standplassene utføres beregningen på tilsvarende måte.

For tiden utføres dreiing av rullemålere etter installasjon av rullene i arbeidsburet. Boring utføres på spesialmaskiner med en rund kutter. Det kjedelige mønsteret er vist i fig. 3.3.

Ris. 3.3 - Kaliber kjedelig mønster

For å oppnå en måler med gitte verdier av a og b, er det nødvendig å bestemme diameteren til kutteren D f og dens forskyvning i forhold til planet til rulleaksene (parameter X). D f og X bestemmes av følgende matematisk presise formler:

For trevalser er vinkelen a 60° Di er den ideelle valsediameteren, Di = 330 mm.

Verdiene beregnet ved hjelp av formlene ovenfor er oppsummert i tabellen. 3.2.

Tabell 3.2 - Rullkalibrering

3.4 Beregning fartsgrense

Beregning av hastighetsmodusen til mølleoperasjonen består i å bestemme rotasjonstallene til rullene og motorhastighetene basert på dem.

Ved rulling av rør under spenning har størrelsen på plastisk spenning stor innflytelse på endringen i veggtykkelse. I denne forbindelse er det først og fremst nødvendig å bestemme koeffisienten for total plastspenning på møllen - z totalt, noe som vil sikre produksjonen av den nødvendige veggen. Beregningen av ztot er gitt i avsnitt 3.3.

,

hvor er koeffisienten tatt i betraktning påvirkningen av ikke-kontaktdeformasjonssoner:

;

l i – gripebuelengde:

;

– grepsvinkel:

;

f – friksjonskoeffisient, ta f=0,5; a er antall ruller i stativet, a=3.

I det første arbeidsstativet z z1 =0. I påfølgende stands kan du ta z p i -1 = z z i.

,

;

;

.

Ved å erstatte dataene for det første standpunktet i formlene ovenfor får vi:

mm;

;

;

;

; ;

mm.

Etter å ha utført lignende beregninger for det andre stativet, oppnådde vi følgende resultater: z p2 = 0,42, S 2 = 3,251 mm, z p 3 = 0,426, S 3 = 3,252 mm, z p 4 = 0,446, S 4 = 3,258 mm. På dette tidspunktet slutter vi å beregne zpi ved å bruke metoden ovenfor, fordi betingelsen z p2 >z totalt er oppfylt.

Ut fra betingelsen om fullstendig glidning, bestemmer vi maksimalt mulig spenning z z i det siste deformerende stativet, dvs. z z21. I dette tilfellet antar vi at z p21 =0.

.

mm;

;

;

Veggtykkelsen foran 21. stativ, dvs. S 20 kan bestemmes av formelen:

.

;

; ;

mm.

Etter å ha utført lignende beregninger for det 20. standplass, oppnådde vi følgende resultater: z z20 = 0,357, S 19 = 3,178 mm, z z 19 = 0,396, S 18 = 3,168 mm, z z 18 = 0,416, S 17 = 3,15 mm, z z zz 17 = 0,441, S16 = 3,151 mm. På dette tidspunktet slutter vi å beregne z p i, fordi betingelsen z z14 >z totalt er oppfylt.

De beregnede veggtykkelsesverdiene for møllestandene er gitt i tabell. 2.20.

For å bestemme rotasjonsnumrene til rullene, er det nødvendig å kjenne rullediametrene til rullene. For å bestemme rullediametre kan du bruke formlene gitt i:

, (2)

hvor D i i er diameteren til rullen på toppen;

.

Hvis , så skal rullediameteren til rullene beregnes ved å bruke ligning (1); hvis denne betingelsen ikke er oppfylt, bør (2) brukes.

Verdien karakteriserer posisjonen til den nøytrale linjen i tilfellet når den antas å være parallell (i plan) med rulleaksen. Fra tilstanden for likevekt av krefter i deformasjonssonen for et slikt arrangement av glidesoner

,

Etter å ha stilt inn rullehastigheten Vin = 1,0 m/s, beregnet vi antall omdreininger for rullene til det første stativet

rpm

Revolusjonene i de gjenværende standene ble funnet ved å bruke formelen:

.

Resultatene av beregning av fartsgrensen er gitt i tabell 3.3.

Tabell 3.3 - Resultater av beregning av fartsgrense

I følge tabell 3.3. en graf over endringer i rullerotasjonshastighet ble konstruert (fig. 3.4.).

Rullehastighet

3.5 Rulleeffektparametere

Et karakteristisk trekk ved reduksjonsprosessen sammenlignet med andre typer langsgående rulling er tilstedeværelsen av betydelige spenninger mellom stativet. Tilstedeværelsen av spenning har en betydelig innvirkning på kraftparametrene til rulling - metalltrykk på rullene og rullemomenter.

Metallkraften på rullen P er den geometriske summen av de vertikale P i og horisontale P g komponentene:

Den vertikale komponenten av metallkraften på rullene bestemmes av formelen:

,

hvor p er det gjennomsnittlige spesifikke metalltrykket på valsen; l er lengden på deformasjonssonen; d - kaliber diameter; a er antall ruller i stativet.

Den horisontale komponenten P g er lik forskjellen mellom kreftene til de fremre og bakre spenningene:

hvor z p, z z - koeffisienter for plastspenning foran og bak; F p, F z - tverrsnittsareal av rørets fremre og bakre ende; s S – motstand mot deformasjon.

For å bestemme gjennomsnittlig spesifikke trykk, anbefales det å bruke V.P.-formelen. Anisiforova:

.

Rullemomentet (totalt per stativ) bestemmes av formelen:

.

Motstand mot deformasjon bestemmes av formelen:

,

hvor T – rulletemperatur, °C; Н – intensiteten av skjærdeformasjonshastigheter, 1/s; e - relativ kompresjon; K 1 , K 2 , K 3 , K 4 , K 5 – empiriske koeffisienter, for stål 10: K 1 =0,885, K 2 =7,79, K 3 =0,134, K 4 =0,164, K 5 =(–2 ,8 ).

Intensiteten til tøyningshastighetene bestemmes av formelen

der L er graden av skjærdeformasjon:

t – deformasjonstid:

Vinkelhastigheten til rullen er funnet ved formelen:

,

Kraft finnes ved formelen:

I tabellen 3.4. Resultatene av beregning av rullekraftparametere ved bruk av formlene ovenfor presenteres.

Tabell 3.4 - Rulleeffektparametere

I følge tabellen. 3.4 er grafer over endringer i kraftparametere for valsing langs møllestativene plottet (fig. 3.5., 3.6., 3.7.).

Endring i gjennomsnittlig spesifikt trykk

Endring av metallkraften på rullen

Endre det rullende øyeblikket

3.6 Studie av påvirkningen av transiente hastighetsreduksjonsmoduser på verdien av den langsgående forskjellen i veggtykkelse til endeseksjonene til ferdige rør

3.6.1 Beskrivelse av beregningsalgoritmen

Studien ble utført for å innhente data om påvirkning av transiente hastighetsreduksjonsmoduser på verdien av lengdeforskjellen i endestykkene til ferdige rør.

Bestemmelse av mebasert på kjente rullerotasjoner, dvs. avhengighet Zn i =f(n i /n i -1) ble utført ved å bruke metoden for å løse det såkalte inverse problemet foreslått av G.I. Gulyaev, for å oppnå avhengigheten av veggtykkelse på rullerotasjoner.

Essensen av teknikken er som følger.

Den jevne prosessen med rørreduksjon kan beskrives av et system av ligninger som gjenspeiler overholdelse av loven om konstanthet for andre volumer og balanse av krefter i deformasjonssonen:

(3.1.)

I sin tur, som kjent,

Dcat i =j(Zз i, Zп i, А i),

m i =y(Zз i, Zп i, Bi),

hvor A i og B i er verdier uavhengig av spenning, n i er antall omdreininger i det i-te stativet,  i er trekkkoeffisienten i det i-te stativet, Dcat i er rullediameteren til rullen i det i-te stativet, Zп i , Zз i - koeffisienter for plastspenning foran og bak.

Tatt i betraktning at Zз i = Zп i -1 kan likningssystemet (3.1.) skrives i generell form som følger:

(3.2.)

Vi løser likningssystemet (3.2.) med hensyn til de fremre og bakre plastiske spenningskoeffisientene ved metoden med suksessive tilnærminger.

Ved å ta Zп1=0, setter vi verdien til Zп1 og fra den første ligningen til systemet (3.2.) bestemmer vi Zп 2 ved å bruke iterasjonsmetoden, deretter fra den andre ligningen - Zп 3, etc. Gitt verdien av Zп 1, vi kan finne en løsning der Zп n = 0 .

Når vi kjenner koeffisientene for plastspenning foran og bak, bestemmer vi veggtykkelsen etter hvert stativ ved å bruke formelen:

(3.3.)

hvor A er koeffisienten bestemt av formelen:

;

;

z i – gjennomsnittlig (ekvivalent) koeffisient for plastisk spenning

.

3.6.2 Studieresultater

Ved å bruke resultatene av beregninger av verktøykalibrering (klausul 3.3.) og hastighetsjustering av møllen (valserotasjonshastigheter) under en jevn reduksjonsprosess (klausul 3.4.) i MathCAD 2001 Professional programvaremiljø, løste vi systemet (3.2.) og uttrykk (3.3.) med for å bestemme endringer i veggtykkelse.

Lengden på de fortykkede endene kan reduseres ved å øke den plastiske spenningskoeffisienten ved å endre rotasjonshastigheten til rullene når endedelene av røret rulles.

For tiden er det opprettet et hastighetskontrollsystem for kontinuerlig dorløs valsing ved reduksjonsfabrikken TPA-80. Dette systemet lar deg dynamisk regulere hastigheten på rullene til PRS-stativene når du ruller endedelene av rør i henhold til en gitt lineær avhengighet. Denne reguleringen av rullerotasjoner ved rulling av endeseksjoner av rør kalles en "hastighetskile". Rotasjonene til rullene når du ruller endedelene av røret beregnes ved å bruke formelen:

, (3.4.)

hvor n i er rotasjonshastigheten til rullene i det i-te stativet ved stabil tilstand, Ki er koeffisienten for reduksjon i rotasjonshastigheten til rullene i %, i er nummeret til stativet.

Avhengigheten av rullei et gitt stativ av standnummeret er lineær

K i = (fig. 3.8).

Avhengighet av reduksjonskoeffisienten for rullerotasjoner i et stativ av standnummeret.

De første dataene for bruk av denne kontrollmodusen er:

Antall stativer der hastighetsinnstillingen endres er begrenset av lengden på de fortykkede endene (3...6);

Mengden reduksjon i valserotasjonshastigheten i det første møllestativet er begrenset av muligheten for en elektrisk drift (0,5...15%).

I dette arbeidet, for å studere påvirkningen av hastighetsinnstillingen til PRS på endens lengdeforskjell i tykkelse, ble det antatt at endringen i hastighetsinnstilling ved reduksjon av fremre og bakre ende av rørene utføres i de første 6 stativene . Studien ble utført ved å endre rotasjonshastigheten til valsene i de første standene til møllen i forhold til den jevne valseprosessen (variere helningsvinkelen til den rette linjen i fig. 3.8).

Som et resultat av modellering av prosessene med å fylle PRS-stativene og røret som kommer ut av rørmøllen, vil avhengigheten av veggtykkelsen til rørenes fremre og bakre ende av størrelsen på endringen i rotasjonshastigheten til rullene i første møllestander, som er presentert i fig. 3.9, ble oppnådd. og Fig.3.10. for rør som måler 33,7x3,2 mm. Den mest optimale verdien av "hastighetskilen" med tanke på å minimere lengden på endekanten og "falle" veggtykkelsen inn i toleransefeltet til DIN 1629-standarden (veggtykkelsestoleranse ±12,5%) er K 1 = 10-12 %.

I fig. 3.11. og ris 3.12. Avhengighetene av lengdene til de fremre og bakre fortykkede endene av de ferdige rørene ved bruk av en "hastighetskile" (K 1 = 10%) er vist, oppnådd som et resultat av modellering av forbigående prosesser. Fra de gitte avhengighetene kan vi trekke følgende konklusjon: bruken av en "hastighetskile" gir en merkbar effekt bare når du ruller rør med en diameter på mindre enn 60 mm med en veggtykkelse på mindre enn 5 mm, og med en større diameter og veggtykkelse på røret, skjer ikke den veggtynning som er nødvendig for å oppnå kravene i standarden.

I fig. 3.13., 3.14., 3.15., er avhengighetene av lengdene til den fortykkede enden foran på den ytre diameteren til de ferdige rørene gitt for veggtykkelser lik 3,5, 4,0, 5,0 mm, ved forskjellige verdier av "hastigheten kile" (hble vedtatt ruller K 1 lik 5%, 10%, 15%).

Avhengighet av veggtykkelsen på forenden av røret på størrelsen

"velocity wedge" for standardstørrelse 33,7x3,2 mm

Avhengighet av veggtykkelsen på den bakre enden av røret på verdien av "hastighetskilen" for standardstørrelse 33,7x3,2 mm

Avhengighet av lengden på den fremre fortykkede enden av røret på D og S (ved K 1 =10 %)

Avhengighet av lengden på den bakre fortykkede enden av røret på D og S (ved K 1 =10 %)

Avhengighet av lengden på den fremre fortykkede enden av røret på diameteren til det ferdige røret (S=3,5 mm) ved forskjellige verdier av "hastighetskilen".

Avhengighet av lengden på den fremre fortykkede enden av røret på diameteren til det ferdige røret (S=4,0 mm) ved forskjellige verdier av "hastighetskilen"

Avhengighet av lengden på den fremre fortykkede enden av røret på diameteren til det ferdige røret (S=5,0 mm) ved forskjellige verdier av "hastighetskilen".

Fra de ovennevnte grafene kan det ses at den største effekten når det gjelder reduksjon av endetykkelsesforskjellen på ferdige rør er gitt ved dynamisk kontroll av rotasjonshastigheten til RRS-valsene innenfor grensene K 1 = 10...15 %. En utilstrekkelig intens endring i "hastighetskilen" (K 1 = 5%) tillater ikke å tynne ut veggtykkelsen til rørets endepartier.

Dessuten, når du ruller rør med en vegg tykkere enn 5 mm, er spenningen som oppstår fra virkningen av "hastighetskilen" ikke i stand til å tynne veggen på grunn av den utilstrekkelige trekkkapasiteten til rullene. Når du ruller rør med en diameter større enn 60 mm, er forlengelseskoeffisienten i reduksjonsmøllen liten, så fortykkelsen av endene skjer praktisk talt ikke, derfor er bruken av en "hastighetskile" upraktisk.

Analyse av grafene ovenfor viste at bruken av en "hastighetskile" på TPA-80 reduksjonsfresen til JSC KreTrubZavod gjør det mulig å redusere lengden på den fremre fortykkede enden med 30 %, og den bakre fortykkede enden med 25 %.

Som vist ved beregninger av Mochalov D.A. For en mer effektiv bruk av "speed wedge" for å redusere endetrimmen ytterligere, er det nødvendig å sikre at de første stativene fungerer i bremsemodus med nesten full utnyttelse av kraften til rullene ved å bruke en mer kompleks ikke-lineær avhengighet av rullei et gitt stativ på standnummeret. Det er nødvendig å lage en vitenskapelig basert metodikk for å bestemme den optimale funksjonen K i =f(i).

Utviklingen av en slik algoritme for optimal kontroll av RRS kan tjene som et mål for videreutviklingen av UZS-R til et fullverdig automatisert prosesskontrollsystem TPA-80. Som erfaringen med bruk av slike automatiserte prosesskontrollsystemer viser, gjør regulering av antall rotasjoner av rullene ved rulling av endestykker av rør, ifølge Mannesmann-selskapet (CARTA-applikasjonspakken), det mulig å redusere mengden endeskjæring av rør med mer enn 50 %, på grunn av det automatiske kontrollsystemet for rørreduksjonsprosessen, som inkluderer både et møllestyringsdelsystem og et måleundersystem, samt et undersystem for beregning av optimal reduksjonsmodus og sanntids prosesskontroll .

4. TEKNISK OG ØKONOMISK BEGRUNDELSE AV PROSJEKTET

4.1 Essensen av det planlagte arrangementet

Dette prosjektet foreslår innføring av en optimal valsehastighetsmodus på en strekkreduksjonsmølle. På grunn av dette tiltaket er det planlagt å redusere metallforbrukskoeffisienten, og på grunn av reduksjonen i lengden på de avskårne fortykkede endene av ferdige rør, forventes en økning i produksjonsvolumet med 80 tonn per måned i gjennomsnitt.

Kapitalinvesteringene som kreves for å implementere dette prosjektet er 0 rubler.

Prosjektet kan finansieres under posten «løpende reparasjoner» og kostnadsoverslag. Prosjektet kan fullføres innen én dag.

4.2 Beregning av produktkostnader

Kostnadsberegning for 1t. produkter ved eksisterende standarder for kutting av fortykkede ender av rør er gitt i tabell. 4.1.

Beregningen for prosjektet er gitt i tabell. 4.2. Siden resultatet av gjennomføringen av prosjektet ikke er en økning i produktproduksjonen, beregnes ikke konverteringsverdiene for forbruket i prosjektberegningen på nytt. Fordelen med prosjektet ligger i å redusere kostnader ved å redusere trimavfall. Trimmen reduseres på grunn av en reduksjon i metallforbrukskoeffisienten.

4.3 Beregning av designindikatorer

Beregningen av prosjektindikatorer er basert på kostnadsberegningen gitt i tabell. 4.2.

Kostnadsbesparelser per år:

F.eks.=(C0-Cp)*V pr =(12200.509-12091.127)*110123.01=12045475.08r.

Resultat i følge rapporten:

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

Prosjektresultat:

Pr p =(R-S p)*V pr =(19600-12091,127)* 110123,01=826899696,5r.

Økningen i overskuddet vil være:

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

Produktets lønnsomhet var:

Produktlønnsomhet for prosjektet:

Kontantstrøm for rapporten og for prosjektet er presentert i tabell 4.3. og 4.4., henholdsvis.

Tabell 4.1 - Beregning av kostnaden for 1 tonn valset stål i T-3-verkstedet til KreTrubZavod OJSC

Tabell 4.2 - Prosjektberegning av kostnaden for 1 tonn valset stål

Forbedring av den teknologiske prosessen vil påvirke de tekniske og økonomiske indikatorene for virksomhetens aktiviteter som følger: lønnsomheten til produksjonen vil øke med 1,45%, besparelser fra kostnadsreduksjon vil beløpe seg til 12 millioner rubler. per år, noe som vil føre til økt fortjeneste.

Tabell 4.3 - Kontantstrøm i henhold til rapporten

Tabell 4.4 - Kontantstrøm for prosjektet

Den økonomiske profilen til prosjektet er presentert i fig. 4.1. I henhold til grafene vist i fig. 4.1. den kumulative NPV for prosjektet overstiger det planlagte tallet, noe som indikerer den ubetingede lønnsomheten til prosjektet. Den kumulative NPV beregnet for det gjennomførte prosjektet er en positiv verdi fra det første året, siden prosjektet ikke krevde kapitalinvesteringer.

Økonomisk profil for prosjektet

Nullpunktspunktet beregnes ved hjelp av formelen:

Nullpunktspunktet karakteriserer det minste produksjonsvolumet der tapene slutter og det første overskuddet vises.

I tabellen 4.5. data for beregning av variable og faste kostnader presenteres.

I følge rapporteringsdataene er summen av variable kostnader per produksjonsenhet 3 per = 11212,8 rubler, summen av faste kostnader per produksjonsenhet er 3 post = 987,7 rubler. Mengden faste kostnader for hele produksjonsvolumet i henhold til rapporten er 107780796,98 rubler.

I følge designdataene er summen av variable kostnader Z per = 11103,5 rubler, summen av faste kostnader Z post = 987,7 rubler. Mengden faste kostnader for hele produksjonsvolumet i henhold til rapporten er 108 768 496,98 rubler.

Tabell 4.5 - Andel av faste kostnader i strukturen av plan- og prosjektkostnader

I følge rapporteringsdataene er break-even-punktet:

TB fra T.

For prosjektet er break-even-punktet:

TB pr T.

I tabellen 4.6. beregning av inntekter og alle typer kostnader for produksjon av solgte produkter som er nødvendige for å bestemme break even-punktet ble utført. Grafer for beregning av nullpunkt for rapporten og for prosjektet er presentert i fig. 4.2. og Fig.4.3. hhv.

Tabell 4.6 - Data for beregning av nullpunkt

Beregning av nullpunkt i henhold til rapporten

Beregning av nullpunkt for prosjektet

De tekniske og økonomiske indikatorene for prosjektet er presentert i tabell. 4.7.

Som et resultat kan vi konkludere med at tiltaket foreslått i prosjektet vil redusere kostnadene per produksjonsenhet med 1,45% ved å redusere variable kostnader, noe som bidrar til å øke fortjenesten med 19,5 millioner rubler. med et årlig produksjonsvolum på 110123,01 tonn. Resultatet av prosjektgjennomføringen er en økning i akkumulert nåverdi sammenlignet med planlagt verdi i perioden som er omtalt. Positivt er også reduksjonen i break-even-terskelen fra 12,85 tusen tonn til 12,8 tusen tonn.

Tabell 4.7 - Tekniske og økonomiske indikatorer for prosjektet

KONKLUSJON

I dette oppgaveprosjektet er det utviklet en teknologi for produksjon av universalrør i henhold til DIN 1629. Arbeidet undersøker muligheten for å redusere lengden på de fortykkede endene som dannes under valsing på en reduksjonsmølle ved å endre hastighetsinnstillingene til de fortykkede endene. frese når du ruller endedelene av røret ved å bruke egenskapene til UZS-R-systemet. Som beregninger har vist, kan reduksjonen i lengden på de fortykkede endene nå 50 %.

Økonomiske beregninger har vist at bruk av de foreslåtte rullende modusene vil redusere kostnaden per produksjonsenhet med 1,45 %. Dette, mens det opprettholder eksisterende produksjonsvolumer, vil tillate å øke fortjenesten med 20 millioner rubler det første året.

Bibliografi

1. Anuriev V.I. “Håndbok for maskiningeniør” i 3 bind, bind 1 – M. “Mechanical Engineering” 1980 – 728 s.

2. Anuriev V.I. “Håndbok for maskiningeniør” i 3 bind, bind 2 – M. “Mechanical Engineering” 1980 – 559 s.

3. Anuriev V.I. “Håndbok for maskiningeniør” i 3 bind, bind 3 – M. “Mechanical Engineering” 1980 – 557 s.

4. Pavlov Ya.M. "Maskindeler". – Leningrad “Mechanical Engineering” 1968 – 450 s.

5. Vasiliev V.I. "Grunnleggende design" teknologisk utstyr motortransportbedrifter" lærebok - Kurgan 1992 - 88 s.

6. Vasiliev V.I. "Grunnleggende for å designe teknologisk utstyr for motortransportbedrifter" - Kurgan 1992 - 32 s.