Pe secțiunea redusă a profilelor în formă de T, unghiulară și în cruce cu pereți subțiri după pierderea locală a stabilității. Studiul stabilității locale a profilelor trapezoidale cu pereți subțiri sub îndoire longitudinală-transversală Evgeniy Gennadievich Kholkin Descris

unde, p este numărul iterației curente; vt este viteza totală de alunecare a metalului de-a lungul suprafeței sculei; vn este viteza normală de mișcare a metalului; wn este viteza normală a sculei; st - efort de frecare;
- Tensiunea de curgere in functie de parametrii metalului deformat la un punct dat; - medie tensiune; - Intensitatea vitezei de deformare; x0 - rata de deformare a compresiei globale; Kt - factor de penalizare pentru viteza de alunecare a metalului de-a lungul sculei (specificat prin metoda iterației) Kn - factor de penalizare pentru pătrunderea metalului în sculă; m este vâscozitatea condiționată a metalului, specificată folosind metoda aproximărilor hidrodinamice; - Tensiune sau stres de sustinere in timpul rularii; Fn este aria secțiunii transversale a capătului țevii la care se aplică tensiune sau sprijin.
Calculul deformarii Limită de viteză include distribuția stării de deformare în funcție de diametru de-a lungul standurilor, valoarea necesară a coeficientului de tensiune plastică în funcție de starea lui Ztot, calculul coeficienților de întindere, diametrele rolei și viteza de rotație a motoarelor principale de antrenare, luând în considerare caracteristicile designului său.
Pentru primele standuri ale morii, inclusiv primul stand care rulează, și pentru ultimele situate după ultimul stand care rulează, coeficienții de tensiune plastică din acestea Zav.i sunt mai mici decât Ztotalul necesar. Datorită acestei distribuții a coeficienților de tensiune plastică în toate standurile de freză, grosimea peretelui calculată la ieșire este mai mare decât este necesar de-a lungul traseului de reducere. Pentru a compensa capacitatea insuficientă de tragere a rolelor standurilor situate în primul și după ultimele standuri care sunt laminate, este necesar să se utilizeze un calcul iterativ pentru a găsi o astfel de valoare a Ztot încât grosimea peretelui calculată și specificată la ieșirea din stat sunt aceleași. Cu cât este mai mare valoarea coeficientului general de tensiune plastică necesar pentru starea Ztotal, cu atât este mai mare eroarea în determinarea acestuia fără calcul iterativ.
După ce calculele iterative au calculat coeficienții tensiunii plastice din față și din spate, grosimea peretelui conductei la intrarea și ieșirea celulelor de deformare de-a lungul suporturilor morii de reducere, determinăm în final poziția primului și ultimului stand care sunt rulat.
Desigur, diametrul de rulare este determinat prin unghiul central qk.p. între axa verticală de simetrie a canelurii de rulare și o linie trasă din centrul rolei, care coincide cu axa de rulare până la un punct de pe suprafața canelurii unde linia neutră a zonei de deformare este situată pe suprafața sa, amplasate în mod convențional paralel cu axa de rulare. Valoarea unghiului qk.p., în primul rând, depinde de valoarea coeficientului din spate Zrear. si Zper fata. tensiune, precum și coeficient
hote.
Determinarea diametrului laminat prin unghiul qk.p. executat de obicei pentru un calibru, are forma unui cerc cu un centru în axa de rulare și un diametru egal cu diametrul mediu al calibrului Dav.
Cele mai mari erori în determinarea valorii diametrului de laminare fără a ține cont de dimensiunile geometrice reale ale calibrului vor fi pentru cazul în care condițiile de rulare determină poziția acestuia fie în partea inferioară, fie la flanșa calibrului. Cu cât forma reală a calibrului diferă mai mult de cercul acceptat în calcule, cu atât această eroare va fi mai semnificativă.
Gama maximă posibilă de modificare a valorii reale a diametrului, rola de calibrul reprezintă incizia fluxului de ruliu. Cum cantitate mare rolele formează un calibru, cu atât mai mare va fi eroarea relativă în determinarea diametrului de rulare fără a ține cont de dimensiunile geometrice reale ale calibrului.
Odată cu creșterea compresiei parțiale a diametrului țevii în calibrul, diferența dintre forma sa față de cea rotundă crește. Deci, cu o creștere a compresiei diametrului țevii de la 1 la 10%, eroarea relativă în determinarea valorii diametrului laminat fără a lua în considerare dimensiunile geometrice reale ale calibrului crește de la 0,7 la 6,3% pentru un doi- rulou, 7,1% pentru un rulou cu trei și 7,4% pentru standul de „laminare” chotirhovalkovy atunci când, în funcție de condițiile cinematice de laminare, diametrul este situat de-a lungul inferioarei calibrelor.
Creștere simultană în același

Reducerea se realizează după încălzirea suplimentară (sau preîncălzirea) a țevilor la 850-1100 °C prin rularea lor pe mori continue cu mai multe standuri (cu numărul de standuri de până la 24) fără utilizarea unei scule interne (dorn). În funcție de sistemul de operare adoptat, acest proces poate apărea cu creșterea grosimii peretelui sau cu scăderea acestuia. În primul caz, rularea se realizează fără tensiune (sau cu foarte puțină tensiune); iar în al doilea – cu mare tensiune. Al doilea caz, ca unul mai progresiv, a devenit larg răspândit în ultimul deceniu, deoarece permite o reducere semnificativ mai mare, iar o scădere a grosimii peretelui extinde în același timp gama de țevi laminate cu țevi mai economice - țevi cu pereți subțiri .

Posibilitatea de subțiere a peretelui în timpul reducerii face posibilă producerea de țevi cu o grosime a peretelui puțin mai mare (uneori cu 20-30%) pe unitatea principală de laminare a țevilor. Acest lucru crește semnificativ performanța unității.

În același timp, în multe cazuri, principiul mai vechi de funcționare - reducerea liberă fără tensiune - și-a păstrat semnificația. Acest lucru se aplică în principal cazurilor de reducere a țevilor cu pereți relativ groși, când chiar și la tensiuni mari devine dificilă reducerea semnificativă a grosimii peretelui. Trebuie remarcat faptul că multe magazine de laminare a țevilor au mori de reducere care sunt proiectate pentru laminare liberă. Aceste țări sunt încă perioadă lungă de timp vor fi exploatate și, prin urmare, reducerea fără tensiune va fi utilizată pe scară largă.

Să luăm în considerare modul în care grosimea peretelui țevii se modifică în timpul reducerii libere, atunci când nu există forțe axiale de tensiune sau de susținere, iar modelul stării de solicitare este caracterizat de solicitări de compresiune. V.JI. Kolmogorov și A. Z. Gleiberg, pe baza faptului că modificarea efectivă a peretelui corespunde muncii minime de deformare și folosind principiul posibilelor deplasări, au dat o definiție teoretică a modificării grosimii peretelui în timpul reducerii. În acest caz, s-a făcut ipoteza că denivelările* de deformare nu afectează semnificativ modificarea grosimii peretelui, iar forțele de frecare exterioară nu au fost luate în considerare, deoarece acestea sunt semnificativ mai mici decât rezistența internă. Figura 89 prezintă curbele modificări ale grosimii peretelui de la SQ inițial la un S dat pentru oțelurile cu întărire redusă în funcție de gradul de reducere de la diametrul inițial DT0 la DT final (raportul DT/DTO) și de factorul geometric - subțire a conductele (raport S0/DT0).

La grade scăzute de reducere, rezistența la scurgerea longitudinală este mai mare decât rezistența la scurgerea spre interior, ceea ce determină o îngroșare a peretelui. Odată cu creșterea deformării, intensitatea îngroșării pereților crește. Totuși, în același timp, crește și rezistența la curgerea în conductă. La o anumită reducere, îngroșarea peretelui atinge maximul și o creștere ulterioară a gradului de reducere duce la o creștere mai intensă a rezistenței la curgerea spre interior și, ca urmare, îngroșarea începe să scadă.

Între timp, se cunoaște de obicei numai grosimea peretelui țevii reduse finite, iar atunci când se utilizează aceste curbe este necesar să se stabilească valoarea dorită, adică să se folosească metoda aproximării succesive.

Natura modificării grosimii peretelui se schimbă dramatic dacă procesul se desfășoară sub tensiune. După cum sa indicat deja, prezența și magnitudinea tensiunilor axiale sunt caracterizate de condiții de deformare de mare viteză pe o moară continuă, al cărei indicator este coeficientul de tensiune cinematică.

La reducerea cu tensiune, condițiile de deformare a capetelor țevilor diferă de condițiile de deformare a mijlocului țevii, când procesul de laminare s-a stabilizat deja. În timpul procesului de umplere a morii sau când țeava iese din moara, capetele țevii percep doar o parte din tensiune, iar rularea, de exemplu în primul stand până când țeava intră în al doilea stand, are loc deloc fără tensiune. . Ca urmare, capetele țevilor devin întotdeauna mai groase, ceea ce este un dezavantaj al procesului de reducere a tensiunii.

Cantitatea de tăiere poate fi puțin mai mică decât lungimea capătului îngroșat datorită utilizării unei toleranțe plus pentru grosimea peretelui. Prezența capetelor îngroșate afectează în mod semnificativ economia procesului de reducere, deoarece aceste capete sunt supuse tăierii și reprezintă un cost de producție scufundat. În acest sens, procesul de laminare în tensiune este utilizat numai dacă, după reducere, se obțin țevi cu o lungime mai mare de 40-50 m, când pierderile relative de tăiere sunt reduse la nivelul caracteristic oricărei alte metode de laminare.

Metodele de mai sus pentru calcularea modificărilor grosimii cusăturii fac posibilă determinarea în ultimă instanță a coeficientului de alungire atât în ​​cazul reducerii libere, cât și în cazul rulării cu tensiune.

Cu o compresie de 8-10% și un coeficient de tensiune plastică de 0,7-0,75, valoarea alunecării este caracterizată de un coeficient ix = 0,83-0,88.

Luând în considerare formulele (166 și 167), este ușor de observat cât de precis trebuie respectați parametrii de viteză în fiecare stand pentru ca rularea să se desfășoare conform regimului de proiectare.

Acționarea grupului de role în morile de reducere de design vechi are un raport constant al numărului de rotații ale rolelor în toate standurile, care numai în cazul special pentru țevi de aceeași dimensiune poate corespunde modului de laminare liberă. Reducerea țevilor de toate celelalte dimensiuni va avea loc cu alte hote, prin urmare, modul de rulare liberă nu va fi menținut. În practică, în astfel de mori procesul se desfășoară întotdeauna cu puțină tensiune. Acționarea individuală a rolelor fiecărui stand cu reglarea fină a vitezei acestora vă permite să creați diferite moduri de tensiune, inclusiv modul de rulare liberă.

Deoarece tensiunile din față și din spate creează momente direcționate în direcții diferite, momentul total de rotație al rolelor din fiecare suport poate crește sau scădea în funcție de raportul forțelor de tensiune față și spate.

În acest sens, condițiile în care se află inițiale și ultimele 2-3 standuri nu sunt aceleași. Dacă momentul de rulare în primele standuri, pe măsură ce țeava trece prin standurile ulterioare, scade din cauza tensiunii, atunci momentul de rulare în ultimele standuri, dimpotrivă, ar trebui să fie mai mare, deoarece aceste standuri suferă în principal tensiune din spate. Și numai în standurile din mijloc, datorită valorilor apropiate ale tensiunii din față și din spate, momentul de rulare la starea de echilibru diferă puțin de cel calculat. Atunci când se efectuează un calcul de rezistență al unităților de antrenare ale unei mori care funcționează cu tensiune, este necesar să se țină cont de faptul că cuplul de laminare crește scurt, dar foarte brusc în perioada în care țeava este captată de role, ceea ce se explică prin diferența de viteză a țevii și a rolelor. Sarcina de vârf rezultată, uneori de câteva ori mai mare decât sarcina stabilită (mai ales la reducerea cu tensiune mare), poate provoca defecțiuni ale mecanismului de antrenare. Prin urmare, la calcul, această sarcină de vârf este luată în considerare prin introducerea unui coeficient corespunzător, luat egal cu 2-3.

TEZĂ DE DIPLOMĂ PE TEMA:

Producția de țevi

1. OSORTAMENT ŞI CERINŢE ALE DOCUMENTAŢIEI DE REGLEMENTARE PENTRU TEVI

1.1 Gama de conducte

OJSC „KresTrubZavod” este unul dintre cei mai mari producători de produse pentru țevi din țara noastră. Produsele sale sunt vândute cu succes atât pe plan intern, cât și în străinătate. Produsele fabricate în fabrică îndeplinesc cerințele standardelor interne și externe. Certificatele internaționale de calitate au fost emise de organizații precum: Institutul American de Petrol (API), centrul de certificare german TUV - Reiland.

Atelierul T-3 este unul dintre principalele ateliere ale întreprinderii; produsele sale respectă standardele prezentate în tabel. 1.1.

Tabel 1.1 - Standarde ale conductelor fabricate

Atelierul produce tevi din calitati de otel carbon, aliat si inalt aliat cu diametrul D=28-89mm si grosimea peretelui S=2,5-13mm.

Atelierul este specializat în principal în producția de țevi pentru pompe și compresoare, țevi de uz general și țevi destinate prelucrării ulterioare la rece.

Proprietățile mecanice ale țevilor fabricate trebuie să corespundă cu cele indicate în tabel. 1.2.

1.2 Cerința documentației de reglementare

Producția de țevi în atelierul T-3 al KreTrubZavod se realizează în conformitate cu diverse documente de reglementare, cum ar fi GOST, API, DIN, NFA, ASTM și altele. Să luăm în considerare cerințele DIN 1629.

1.2.1 Sortiment

Acest standard se aplică fără sudură tevi rotunde din oteluri nealiate. Compoziție chimică oţelurile utilizate pentru producerea ţevilor sunt date în Tabelul 1.3.

Tabel 1.2 - Proprietăți mecanice ale conductelor

Tabelul 1.3 - Compoziția chimică a oțelurilor

Țevile fabricate în conformitate cu acest standard sunt utilizate în principal în diverse aparate pentru fabricarea rezervoarelor și instalarea conductelor, precum și în inginerie mecanică generală și fabricarea de instrumente.

Dimensiunile și abaterile maxime ale conductelor sunt date în Tabelul 1.4., Tabelul 1.5., Tabelul 1.6.

Lungimea conductei este determinată de distanța dintre capete. Tipurile de lungimi ale conductelor sunt date în Tabelul 1.4.

Tabel 1.4 - Tipuri de lungimi și abateri admise de lungime

Tabel 1.5 - Abateri ale diametrului admisibil

Tabel 1.6 - Abateri admise ale grosimii peretelui

Țevile trebuie să fie cât mai rotunde posibil. Abaterea de la rotunjime trebuie să fie în limitele abaterilor admise pentru diametrul exterior.

Țevile trebuie să fie drepte până la ochi; dacă este necesar, pot fi stabilite cerințe speciale pentru dreptate.

Conductele trebuie tăiate perpendicular pe axa conductei și nu trebuie să aibă bavuri.

Valorile pentru masele liniare (greutăți) sunt date în standardul DIN 2448. Sunt permise următoarele abateri de la aceste valori:

pentru o conductă separată + 12%–8%,

pentru livrări cu o greutate de cel puțin 10t +10%–5%.

Denumirea standard pentru țevi care corespunde DIN 1629 indică:

Nume (teava);

Numărul principal al standardului dimensional DIN (DIN 2448);

Dimensiunile principale ale conductei (diametrul exterior x grosimea peretelui);

Numărul principal specificatii tehnice consumabile (DIN 1629);

Numele prescurtat al clasei de oțel.

Exemplu simbolțevi conform DIN 1629 cu diametrul exterior de 33,7 mm și grosimea peretelui de 3,2 mm din oțel St 37.0:

Teava DIN 2448–33,7×3,2

DIN 1629–St 37.0.

1.2.2 Cerințe tehnice

Țevile trebuie să fie fabricate în conformitate cu cerințele standardului și conform reglementărilor tehnologice aprobate în modul prescris.

Suprafețele exterioare și interioare ale țevilor și racordurilor trebuie să fie lipsite de capace, cavități, macituri, delaminații, fisuri și nisip.

Este permisă tăierea și curățarea defectelor indicate, cu condiția ca adâncimea acestora să nu depășească abaterea maximă minus pentru grosimea peretelui. Sudarea, calafătul sau etanșarea zonelor defecte nu este permisă.

În locurile în care grosimea peretelui poate fi măsurată direct, adâncimea zonelor defecte poate depăși valoarea specificată, cu condiția să se mențină grosimea minimă a peretelui, definită ca diferența dintre grosimea nominală a peretelui țevii și abaterea maximă minus pentru aceasta.

Sunt permise zgârieturi minore individuale, zgârieturi, zgârieturi, un strat subțire de sol și alte defecte cauzate de metoda de producție, dacă nu duc grosimea peretelui dincolo de abaterile minus.

Proprietățile mecanice (limita de curgere, rezistența la tracțiune, alungirea la rupere) trebuie să corespundă valorilor date în tabelul 1.7.

Tabel 1.7 - Proprietăți mecanice

1.2.3 Reguli de acceptare

Conductele sunt prezentate pentru acceptare în loturi.

Lotul trebuie să fie format din țevi de același diametru nominal, aceeași grosime a peretelui și aceeași grupă de rezistență, același tip și un singur design și să fie însoțit de un singur document care să ateste că calitatea acestora îndeplinește cerințele standardului și care conține:

Numele producătorului;

Diametrul nominal al țevii și grosimea peretelui în milimetri, lungimea țevii în metri;

Tipul conductei;

Grupa de rezistență, numărul de căldură, fracția de masă de sulf și fosfor pentru toate căldurile incluse în lot;

Numerele țevilor (de la - la pentru fiecare căldură);

Rezultatele testului;

Denumirea standard.

Verificare aspect, mărimea defectelor și dimensiunile și parametrii geometrici trebuie supuse fiecărei conducte din lot.

Fracția de masă de sulf și fosfor trebuie verificată de la fiecare căldură. Pentru țevile din metal dintr-o altă întreprindere, fracția de masă de sulf și fosfor trebuie să fie certificată printr-un document privind calitatea producătorului de metal.

Pentru a verifica proprietățile mecanice ale metalului, din fiecare căldură este selectată o țeavă de fiecare dimensiune.

Pentru a verifica aplatizarea, se ia câte o țeavă de la fiecare căldură.

Fiecare conductă trebuie supusă unui test de scurgere folosind presiunea hidraulică internă.

Dacă se obțin rezultate nesatisfăcătoare ale testului pentru cel puțin unul dintre indicatori, se efectuează teste repetate pe o probă dublă din același lot. Rezultatele testelor repetate se aplică întregului lot.

1.2.4 Metode de testare

Inspecția suprafețelor exterioare și interioare ale țevilor și racordurilor se efectuează vizual.

Profunzimea defectelor trebuie verificată prin pilire sau altă metodă în unul până la trei locuri.

Verificarea dimensiunilor geometrice și a parametrilor țevilor și racordurilor trebuie efectuată folosind instrumente de măsurare universale sau instrumente speciale care asigură precizia de măsurare necesară, în conformitate cu documentatie tehnica, aprobată în modul prescris.

Curbura la secțiunile de capăt ale țevii este determinată pe baza mărimii săgeții de deviere și este calculată ca coeficientul împărțirii săgeții de deviere în milimetri la distanța de la loc - măsurare până la capătul cel mai apropiat al țevii în metri .

Testarea greutății țevii trebuie efectuată la mijloace speciale pentru cântărire cu precizie care îndeplinește cerințele acestui standard.

Încercarea de tracțiune trebuie efectuată conform DIN 50 140 pe epruvete longitudinale scurte.

Pentru a verifica proprietățile mecanice ale metalului, o probă este tăiată din fiecare țeavă selectată. Probele trebuie tăiate de-a lungul oricărui capăt al conductei folosind o metodă care nu modifică structura și proprietățile mecanice ale metalului. Este permisă îndreptarea capetelor probei pentru prinderea cu clemele mașinii de testare.

Durata testului de presiune hidraulică trebuie să fie de cel puțin 10 s. În timpul testării, nu trebuie detectate scurgeri în peretele conductei.

1.2.5 Etichetarea, ambalarea, transportul și depozitarea

Marcarea țevilor trebuie efectuată în următoarea măsură:

Fiecare țeavă aflată la o distanță de 0,4-0,6 m de capătul său trebuie să fie marcată clar prin impact sau moletare:

numărul conductei;

Marca inregistrata a producatorului;

Luna și anul emiterii.

Zona de marcare trebuie să fie conturată sau evidențiată cu vopsea durabilă, de culoare deschisă.

Înălțimea marcajelor trebuie să fie de 5-8 mm.

Când se utilizează metoda mecanică de marcare a țevilor, este permisă aranjarea pe un rând. Este permisă marcarea numărului de căldură pe fiecare țeavă.

Lângă marcajul prin impact sau moletare, fiecare țeavă trebuie marcată cu vopsea ușoară durabilă:

Diametrul nominal al țevii în milimetri;

Grosimea peretelui în milimetri;

Tipul executiei;

Numele sau marca comercială a producătorului.

Înălțimea marcajelor trebuie să fie de 20-50 mm.

Toate marcajele trebuie aplicate de-a lungul generatricei conductei. Este permisă aplicarea marcajelor perpendiculare pe generatoare folosind metoda moletului.

La încărcare, un vagon trebuie să conțină țevi dintr-un singur lot. Țevile se transportă în saci strâns legați în cel puțin două locuri. Greutatea pachetului nu trebuie să depășească 5 tone, iar la cererea consumatorului - 3 tone Este permisă expedierea pachetelor de țevi din diferite loturi într-o singură mașină, cu condiția să fie separate.

2. TEHNOLOGIE ȘI ECHIPAMENTE PENTRU PRODUCȚIE DE ȚEVI

2.1 Descrierea echipamentului principal al atelierului T-3

2.1.1 Descrierea și scurtele caracteristici tehnice ale unui cuptor cu vatră mobilă (WHF)

Cuptorul cu vatră mobilă al atelierului T-3 este conceput pentru încălzirea țaglelor rotunde cu diametrul de 90...120 mm, lungimea de 3...10 m din calități carbon, slab aliate și oțel inoxidabil înainte de străpungerea pe un TPA-80.

Cuptorul este amplasat în atelierul T-3 la etajul al doilea în compartimentele A și B.

Proiectarea cuptorului a fost realizată de Gipromez din orașul Sverdlovsk în 1984. Punerea în funcțiune a fost efectuată în 1986.

Cuptorul este o structură metalică rigidă, căptușită din interior cu materiale refractare și termoizolante. Dimensiunile interioare ale cuptorului: lungime - 28,87 m, lățime - 10,556 m, înălțime - 924 și 1330 mm, caracteristicile de funcționare ale cuptorului sunt prezentate în Tabelul 2.1. Sub cuptor se realizează sub formă de grinzi fixe și mobile, cu ajutorul cărora piesele de prelucrat sunt transportate prin cuptor. Grinzile sunt căptușite cu materiale termoizolante și rezistente la foc și încadrate cu un set special de piese turnate rezistente la căldură. Partea superioară a grinzilor este realizată din masă de mullit-corindon MK-90. Acoperișul cuptorului este realizat suspendat din materiale refractare modelate și izolat material termoizolant. Pentru a întreține cuptorul și a conduce procesul tehnologic, pereții sunt echipați cu ferestre de lucru, o fereastră de încărcare și o fereastră de descărcare metalică. Toate ferestrele sunt dotate cu obloane. Cuptorul se incalzeste cu gaz natural, arse cu arzatoare tip GR (arzator cu radiatie de joasa presiune) instalate pe acoperis. Cuptorul este impartit in 5 zone termice cu cate 12 arzatoare fiecare. Aerul de ardere este furnizat de două ventilatoare VM-18A-4, dintre care unul servește ca rezervă. Gazele de ardere sunt îndepărtate printr-un colector de fum situat pe acoperiș la începutul cuptorului. În plus, printr-un sistem de țevi de fum căptușite cu metal și porci care utilizează două extractoare de fum VGDN-19, gazele de ardere sunt eliberate în atmosferă. Un recuperator de buclă tubular cu 6 secțiuni cu două treceri (CP-250) este instalat pe coș pentru a încălzi aerul de ardere furnizat. Pentru o utilizare mai completă a căldurii din gazele de eșapament, sistemul de îndepărtare a fumului este echipat cu un cuptor cu o singură cameră pentru încălzirea dornurilor (SPO).

Piesa de prelucrat încălzită este eliberată din cuptor cu ajutorul unui transportor intern cu role răcit cu apă, ale cărui role au un atașament rezistent la căldură.

Cuptorul este echipat cu un sistem de televiziune industrial. Comunicarea prin difuzor este asigurată între panourile de comandă și panoul de instrumente.

Cuptorul este dotat cu sisteme de reglare automată a condițiilor termice, siguranță automată, unități de monitorizare a parametrilor de funcționare și semnalizare a abaterilor parametrilor de la normă. Următorii parametri sunt supuși reglementării automate:

Temperatura cuptorului în fiecare zonă;

Raport gaz-aer pe zone;

Presiunea gazului în fața cuptorului;

Presiunea în spațiul de lucru al cuptorului.

Pe lângă modurile automate, este oferit un mod la distanță. Sistemul de control automat include:

Temperatura cuptorului pe zona;

Temperatura pe lățimea cuptorului în fiecare zonă;

Temperatura gazelor care ies din cuptor;

Temperatura aerului după recuperator pe zone;

Temperatura gazelor arse în fața recuperatorului;

Temperatura fumului în fața evacuatorului de fum;

Consumul de gaze naturale pentru cuptor;

Consumul de aer pe cuptor;

Aspirați în porcul din fața extractorului de fum;

Presiunea gazului în colectorul comun;

Presiunea gazului și a aerului în galeriile de zonă;

Presiunea cuptorului.

Cuptorul este echipat cu opritor de gaz natural alarmă luminoasă și sonoră când presiunea gazului și aerului scade în colectoarele de zonă.

Tabel 2.1 - Parametrii de funcționare ai cuptorului

Alarma sonoră de urgență se declanșează și atunci când:

Creșterea temperaturii în zonele a 4-a și a 5-a (t cp = 1400°C);

Creșterea temperaturii gaze de ardereîn fața recuperatorului (t cu p = 850°C);

Cresterea temperaturii gazelor de ardere in fata evacuatorului de fum (t cp =400°C);

Scăderea presiunii apei de răcire (p av = 0,5 atm).

2.1.2 Scurte caracteristici tehnice ale liniei de tăiere la cald

Linia de tăiere la cald pentru piese de prelucrat este proiectată pentru a introduce o tijă încălzită în foarfece, a tăia piesa de prelucrat la lungimile necesare și a îndepărta piesa tăiată din foarfece.

Scurte caracteristici tehnice ale liniei de tăiere la cald sunt prezentate în Tabelul 2.2.

Echipamentul liniei de tăiere la cald include foarfecele în sine (modele SKMZ) pentru tăierea piesei de prelucrat, un opritor mobil, o masă cu role de transport și un ecran de protecție pentru a proteja echipamentul de radiațiile termice de la fereastra de descărcare PShP. Foarfecele sunt proiectate pentru tăierea fără deșeuri a metalului, dar dacă, ca urmare a unei situații de urgență, se formează tăieturi reziduale, atunci un jgheab și o cutie sunt instalate în groapa de lângă foarfece pentru a le colecta. În orice caz, funcționarea unei linii de tăiere la cald pentru piesele de prelucrat trebuie organizată astfel încât să se prevină formarea tăieturii.

Tabel 2.2 - Scurte caracteristici tehnice ale liniei de tăiere la cald

După încălzirea tijei și distribuirea acesteia, aceasta trece printr-un termostat (pentru a reduce scăderea temperaturii de-a lungul lungimii piesei de prelucrat), ajunge la opritorul mobil și este tăiată în piese de prelucrat de lungimea necesară. După efectuarea tăierii, opritorul mobil este ridicat cu ajutorul unui cilindru pneumatic, iar piesa de prelucrat este transportată de-a lungul transportorului cu role. După ce trece de oprire, coboară în poziția de lucru și ciclul de tăiere se repetă. Pentru a îndepărta detartrajul de sub rolele mesei cu role și foarfecele de tăiere la cald, este prevăzut un sistem de detartrare și sunt prevăzute un jgheab și o cutie de primire pentru a îndepărta tăieturile. După părăsirea mesei cu role a liniei de tăiere la cald, piesa de prelucrat intră în masa rolelor de primire a morii de perforare.

2.1.3 Proiectare și caracteristici tehnice ale principalelor și echipament auxiliar sectiunea moara de piercing

Mașina de perforat este proiectată pentru a perfora o piesă solidă într-un manșon gol. TPA-80 este echipat cu o moară de perforare cu 2 role cu role în formă de butoi sau în formă de cupă și bare de ghidare. Specificatii tehnice moara de perforare este prezentată în Tabelul 2.3.

În fața morii de perforare se află un transportor cu role răcit cu apă, proiectat să primească piesa de prelucrat de pe linia de tăiere la cald și să o transporte la mașina de centrare. Masa cu role este formată din 14 role răcite cu apă cu antrenare individuală.

Tabel 2.3 - Caracteristicile tehnice ale morii de perforare

Mașina de centrare este proiectată pentru a scoate o adâncitură centrală cu un diametru de 20...30 mm și o adâncime de 15...20 mm la capătul unei piese de prelucrat încălzite și este un cilindru pneumatic în care un ciocan cu vârf diapozitive.

După centrare, piesa de prelucrat încălzită intră în grătar pentru a fi transferată ulterior în jgheabul mesei frontale a morii de perforare.

Masa frontală a morii de perforare este proiectată pentru a primi o piesă de prelucrat încălzită care se rostogolește pe grilă, aliniind axa piesei de prelucrat cu axa de perforare și ținând-o în timpul perforației.

Pe partea de ieșire a morii sunt instalate centratoare cu role ale tijei dornului, care susțin și centrează tija, atât înainte de străpungere, cât și în timpul procesului de perforare, când aceasta este supusă unor forțe axiale mari și este posibilă îndoirea sa longitudinală.

În spatele centrelor se află un mecanism staționar de reglare a împingerii cu un cap de deschidere; acesta servește la absorbția forțelor axiale care acționează asupra tijei cu dornul, reglarea poziției dornului în zona de deformare și trecerea manșonului în afara morii de perforare.

2.1.4 Proiectarea și caracteristicile tehnice ale echipamentului principal și auxiliar al secției de moara continuă

Moara continuă este proiectată pentru rularea țevilor brute cu diametrul de 92 mm și grosimea peretelui de 3...8 mm. Laminarea se realizează pe un dorn lung plutitor de 19,5 m lungime.Scurte caracteristici tehnice ale morii continue sunt date în Tabelul 2.4, în Tabelul 2.5. Sunt date rapoartele de transmisie ale cutiilor de viteze.

La laminare, moara continuă funcționează după cum urmează: căptușeala este transportată de o masă cu role în spatele morii de perforare cu o viteză de 3 m/s până la o oprire mobilă și, după oprire, cu ajutorul unui transportor cu lanț este transferată pe un grătar în fața morii continue și rulat înapoi pe brațele distribuitorului.

Tabelul 2.4 - Scurte caracteristici tehnice ale unei mori continue

Dacă există defecte la manșon, operatorul pornește manual obturatorul și împingătoarele pentru a-l direcționa în buzunar.

Cu pârghiile dozatorului coborâte, un manșon utilizabil se rostogolește în jgheab, este apăsat de pârghiile de prindere, după care un dorn este introdus în manșon folosind role de antrenare. Când capătul frontal al dornului ajunge la marginea frontală a căptușelii, clema este eliberată, iar căptușeala este introdusă într-o moară continuă folosind role de împingere. În acest caz, viteza de rotație a dornului și a rolelor de tragere a manșonului este stabilită în așa fel încât, în momentul în care manșonul este capturat de primul suport al morii continue, capătul frontal al dornului este extins cu 2,5... 3 m.

După rularea pe o moară continuă, țeava brută cu dornul este furnizată la extractorul dornului; o scurtă descriere tehnică este prezentată în Tabelul 2.6. După care țeava este transportată de un transportor cu role în zona în care este tăiat capătul din spate și se apropie de opritorul staționar din zona în care este tăiat capătul din spate al țevii, caracteristicile tehnice ale echipamentului din zona POZK sunt date în Tabelul 2.7. Ajunsă la oprire, țeava este aruncată de un ejector cu șurub pe grila din fața mesei cu role de nivelare. Apoi, țeava se rulează de-a lungul grătarului pe masa rolei de nivelare, se apropie de opritorul care determină lungimea tăieturii și este transferată individual de către stivuitor de la masa rolei de nivelare pe grătarul din fața mesei rolei de descărcare, în timp ce în timpul mișcarea capătul din spate al țevii este tăiat.

Capătul tăiat al țevii este transferat de un transportor pentru a îndepărta resturile într-un recipient pentru fier vechi situat în afara atelierului.

Tabelul 2.5 - Raportul de transmisie al cutiilor de viteze ale morii continue și puterea motorului

Tabel 2.6 - Scurte caracteristici tehnice ale extractorului cu dorn

Tabel 2.7 - Scurte caracteristici tehnice ale secțiunii pentru tăierea capătului din spate al țevii

2.1.5 Principiul de funcționare al echipamentului principal și auxiliar al morii de reducere și al secției frigorifice

Echipamentul din această secțiune este conceput pentru a transporta țeava brută printr-o instalație de încălzire prin inducție, rulând pe o moară de reducere, răcire și transportând-o în continuare la secțiunea de ferăstrău de tăiere la rece.

Încălzirea țevilor brute în fața morii de reducere se realizează într-o unitate de încălzire INZ - 9000/2.4, constând din 6 blocuri de încălzire (12 inductoare) situate direct în fața morii de reducere. Conductele intră în unitatea de inducție una după alta într-un flux continuu. Dacă nu există alimentare cu țevi de la moara continuă (când laminarea este oprită), este permisă alimentarea țevilor „reci” puse deoparte în mod individual în instalația de inducție. Lungimea conductelor instalate în instalație nu trebuie să depășească 17,5 m.

Tipul de freza de reducere este cu 24 de suporturi, 3 role cu două role de sprijin și antrenare individuală a suportului.

După rularea pe o moara de reducere, țeava intră fie în pulverizator și în masa de răcire, fie direct în masa de răcire a morii, în funcție de cerințele pentru proprietățile mecanice ale țevii finite.

Designul și caracteristicile tehnice ale pulverizatorului, precum și parametrii de răcire ai conductelor din acesta, sunt un secret comercial al JSC KreTrubZavod și nu sunt prezentați în această lucrare.

În tabelul 2.8. Caracteristicile tehnice ale instalatiei de incalzire sunt prezentate, in Tabelul 2.9.- pe scurt caracteristicile tehnice ale morii de reducere.

Tabel 2.8 - Scurte caracteristici tehnice ale instalației de încălzire INZ-9000/2.4

2.1.6 Echipamente pentru tăierea conductelor la lungimi

Pentru tăierea țevilor în lungimi măsurate în atelierul T-3, se folosește un ferăstrău de tăiere lot Wagner model WVC 1600R, ale cărui caracteristici tehnice sunt date în tabel. 2.10. Se folosesc și ferăstraie ale modelului KV6R - caracteristici tehnice din Tabelul 2.11.

Tabel 2.9 - Scurte caracteristici tehnice ale morii de reducere

Tabel 2.10 - Caracteristici tehnice ale ferăstrăului WVC 1600R

2.1.7 Echipament pentru îndreptarea țevilor

Țevile, tăiate la lungimi specifice conform comenzii, sunt trimise pentru îndreptare. Îndreptarea se realizează pe mașinile de nivelare RVV320x8, concepute pentru îndreptarea țevilor și tijelor din oțel carbon și slab aliat în stare rece, cu o curbură inițială de până la 10 mm pe 1 metru liniar. Caracteristicile tehnice ale mașinii de nivelare RVV 320x8 sunt date în tabel. 3.12.

Tabel 2.11 - Caracteristici tehnice ale ferăstrăului model KV6R

Tabel 2.12 - Caracteristici tehnice ale mașinii de nivelare RVV 320x8

2.2 Tehnologia existentă producția de țevi la TPA-80 SA „KresTrubZavod”

Piesa de prelucrat sub formă de tije care intră în atelier este depozitată în depozitul interior. Înainte de a fi pus în producție, este supus unei inspecții aleatorii pe un suport special și, dacă este necesar, reparat. În zona de pregătire a piesei de prelucrat se instalează cântare pentru a controla greutatea metalului pus în producție. Billetele din depozit sunt alimentate cu o macara rulantă electrică la grila de încărcare din fața cuptorului și încărcate în cuptorul de încălzire printr-o vatră ambulantă în conformitate cu programul și viteza de rulare.

Respectarea aspectului pieselor de prelucrat este realizată vizual de jardiniera metalică. Piesa de prelucrat este încărcată în cuptor una câte una în fiecare, printr-unul sau mai multe trepte de plăci de ghidare ale grinzilor mobile, în funcție de viteza de rulare și frecvența de tăiere. Când se schimbă calitatea oțelului, căldura și dimensiunea standard a țevilor, plantatoarea separă clasele de oțel și se topește după cum urmează: cu o lungime a piesei de prelucrat de 5600-8000 mm, topiturile sunt separate prin deplasarea primelor două tije de-a lungul lățimii cuptorul; clasele de oțel sunt separate prin deplasarea primelor patru tije pe lățimea cuptorului; cu o lungime a piesei de prelucrat de 9000-9800 mm, separarea claselor de oțel și a topiturii unele de altele se efectuează în timpul plantării cu un interval de 8-10 pași, precum și prin numărarea numărului de piese de prelucrat plantate în PShP și emise, care sunt controlate de încălzitorul de metal PShP și de tăietorul de forfecare la cald prin verificarea cu panourile de control. TPA-80; la schimbarea dimensiunii (transbordarea morii) țevilor laminate, încărcarea metalului în cuptor se oprește „5-6 pași” înainte ca moara să se oprească; atunci când se oprește pentru transbordare, metalul „fa un pas înapoi cu 5-6 pași”. Mișcarea pieselor de prelucrat prin cuptor este efectuată de trei grinzi mobile. În timpul pauzelor din ciclul de mișcare, grinzile mobile sunt instalate la nivelul focarului. Timpul de încălzire necesar este asigurat prin măsurarea timpului ciclului pas. Presiunea în exces în spațiul de lucru ar trebui să fie de la 9,8 Pa la 29,4 Pa, coeficientul de debit de aer =1,1 - 1,2.

La încălzirea țaglelor de diferite grade de oțel într-un cuptor, durata încălzirii este determinată de metalul al cărui timp de ședere în cuptor este cel mai lung. Încălzirea de înaltă calitate a metalului este asigurată prin trecerea uniformă a pieselor de prelucrat pe toată lungimea cuptorului. Piesele de prelucrat încălzite sunt livrate la transportorul intern cu role de descărcare și alimentate la linia de tăiere la cald.

Pentru a reduce răcirea pieselor de prelucrat în timpul nefuncționării, pe transportorul cu role este prevăzut un termostat pentru transportul pieselor de prelucrat încălzite la foarfece, precum și capacitatea de a returna (prin pornirea inversă) piesa de prelucrat netăiată în cuptor și de a o menține acolo în timpul opririi. .

În timpul funcționării, cuptorul se poate opri fierbinte. O oprire a cuptorului este considerată o oprire fără întreruperea alimentării cu gaz natural. În timpul opririlor la cald, grinzile mobile ale cuptorului sunt instalate la nivelul celor fixe. Ferestrele de încărcare și descărcare se închid. Folosind reglatorul combustibil-aer, coeficientul de consum de aer este redus de la 1,1-1,2 la 1,0:-1,1. Presiunea din cuptor la nivelul focarului devine pozitivă. Când moara se oprește: până la 15 minute - temperatura din zone este setată la limita inferioară, iar metalul este „retras” cu doi pași; de la 15 minute la 30 de minute - temperatura în zonele III, IV, V se reduce cu 20-40 0 C, în zonele I, II cu 30-60 0 C de la limita inferioară; peste 30 de minute - temperatura în toate zonele este redusă cu 50-150 0 C față de limita inferioară, în funcție de durata de inactivitate. Spațiile libere „se dau înapoi” 10 pași. Dacă timpul de oprire durează de la 2 la 5 ore, este necesar să goliți zona a patra și a cincea a cuptorului din piesele de prelucrat. Piesele de prelucrat din zonele I și II sunt descărcate în buzunar. Metalul este descărcat de jardiniera metalică din PU-1. Temperatura din zonele V și IV este redusă la 1000-1050 0 C. Când se oprește mai mult de 5 ore, întregul cuptor este eliberat de metal. Creșterea temperaturii se realizează în trepte de 20-30 0 C, la o viteză de creștere a temperaturii de 1,5-2,5 0 C/min. Odată cu creșterea timpului de încălzire a metalului din cauza vitezei scăzute de laminare, temperatura din zonele I, II, III este redusă cu 60 0 C, 40 0 ​​​​C, respectiv 20 0 C de la limita inferioară, iar temperatura din zonele IV, V este coborâtă la limitele inferioare. În general, cu funcționarea stabilă a întregii unități, temperatura între zone este distribuită după cum urmează (Tabelul 2.13).

După încălzire, piesa de prelucrat intră pe linia de tăiere fierbinte a piesei de prelucrat. Echipamentul liniei de tăiere la cald include foarfecele în sine pentru tăierea piesei de prelucrat, un opritor mobil, o masă cu role de transport și un ecran de protecție pentru a proteja echipamentul de radiațiile termice de la fereastra de descărcare a unui cuptor cu vatră mobilă. După încălzirea tijei și distribuirea acesteia, aceasta trece prin termostat, ajunge la opritorul mobil și este tăiată în bucăți de lungimea necesară. După efectuarea unei tăieturi, opritorul mobil este ridicat cu ajutorul unui cilindru pneumatic, iar piesa de prelucrat este transportată de-a lungul transportorului cu role. După ce trece de oprire, coboară în poziția de lucru și ciclul de tăiere continuă.

Tabel 2.13 - Distribuția temperaturii în cuptor pe zone

Piesa de prelucrat măsurată este transferată la mașina de centrare printr-o masă cu role din spatele foarfecelor. Piesa de prelucrat centrată este transferată de ejector pe o grilă din fața morii de perforare, de-a lungul căreia se rostogolește până la opritor și, când partea de ieșire este gata, este transferată într-un jgheab, care este închis cu un capac. Cu ajutorul unui împingător, cu opritorul ridicat, piesa de prelucrat este împinsă în zona de deformare. În zona de deformare, piesa de prelucrat este străpunsă pe un dorn ținut de o tijă. Tija se sprijină pe geamul capului de împingere al mecanismului de reglare a împingerii, a cărui deschidere este împiedicată de încuietoare. Îndoirea longitudinală a tijei din cauza forțelor axiale apărute în timpul rulării este împiedicată de centrele închise, ale căror axe sunt paralele cu axa tijei.

În poziţia de lucru, rolele sunt reunite în jurul tijei printr-un cilindru pneumatic printr-un sistem de pârghii. Pe măsură ce capătul frontal al căptușelii se apropie, rolele de centrare se depărtează secvențial. După terminarea străpungerii piesei de prelucrat, primele role sunt reunite printr-un cilindru pneumatic, care mută manșonul din role astfel încât pârghiile interceptoare să poată apuca tija, apoi încuietoarea și capul frontal sunt pliate înapoi, rolele de distribuire. sunt introduse și manșonul este scos la o viteză crescută la o viteză crescută și este eliberat în spatele capului de împingere pe masa cu role din spatele morii de perforare.

După cusătură, manșonul este transportat de-a lungul transportorului cu role până la opritorul mobil. Apoi, manșonul este mutat de un transportor cu lanț în partea de intrare a morii continue. După transportor, manșonul se rulează de-a lungul unei grile înclinate până la un distribuitor, care reține manșonul în fața părții de intrare a morii continue. Sub ghidajele grilei înclinate există un buzunar pentru colectarea cartuşelor defecte. Căptușeala este aruncată din grila înclinată în jgheabul de primire a unei mori continue cu cleme. În acest moment, un dorn lung este introdus în manșon folosind o pereche de role de frecare. Când capătul frontal al dornului ajunge la capătul frontal al căptușelii, clema căptușelii este eliberată, două perechi de role de tragere sunt reunite pe căptușeală, iar căptușeala cu dornul este fixată într-o moară continuă. În acest caz, viteza de rotație a rolelor de tragere a dornului și a rolelor de tragere a căptușelii este calculată în așa fel încât în ​​momentul în care manșonul este capturat de primul suport al morii continue, prelungirea dornului de la manșon este de 2,5. -3,0 m. În acest sens, viteza liniară a rolelor de tragere a dornului ar trebui să fie de 2,25-2,5 ori mai mare decât viteza liniară a rolelor de tragere a căptușelii.

Țevile laminate cu dornuri sunt transferate alternativ pe axa unuia dintre extractoarele dornului. Capul dornului trece prin extractor în mod constant și este capturat de inserția de prindere, iar țeavă în inelul de repaus stabil. Pe măsură ce lanțul se mișcă, dornul părăsește țeava și intră într-un transportor cu lanț, care îl transferă pe un transportor cu role duble, care transportă dornurile de la ambele extractoare în baia de răcire.

După îndepărtarea dornului, țeava brută merge la ferăstrău pentru a tăia capătul uzat din spate.

După încălzirea prin inducție, țevile sunt introduse într-o moară de reducere, care are douăzeci și patru de suporturi cu trei role. Într-o moară de reducere, numărul de standuri de lucru este determinat în funcție de dimensiunea țevilor laminate (de la 9 la 24 de standuri), iar standurile sunt excluse, începând de la 22 în direcția descrescătoare a numărului de standuri. Standurile 23 și 24 participă la toate programele rulante.

În timpul rulării, rulourile sunt răcite continuu cu apă. Când mutați țevi de-a lungul mesei de răcire, nu trebuie să existe mai mult de o țeavă în fiecare secțiune. La rularea țevilor de conversie deformate la cald destinate fabricării țevilor pentru pompe și compresoare din grupa de rezistență "K" din oțel de calitate 37G2S după moara de reducere, răcirea controlată accelerată a țevilor se realizează în pulverizatoare.

Viteza de trecere a țevii prin pulverizator trebuie să fie stabilizată cu viteza morii reducătoare. Operatorul controlează stabilizarea vitezei în conformitate cu instrucțiunile de utilizare.

După reducere, țevile intră într-o masă de răcire montată pe rack, cu grinzi mobile, unde sunt răcite.

La masa de răcire, țevile sunt colectate în saci cu un singur strat pentru tăierea capetelor și tăierea lor la lungimi pe ferăstraie de tăiere la rece.

Țevile finite ajung la masa de inspecție a departamentului de control al calității; după inspecție, țevile sunt împachetate și trimise la depozitul de produse finite.

2.3 Justificarea deciziilor de proiectare

La reducerea individuală a țevilor cu tensiune pe PRS, apare o diferență longitudinală semnificativă în grosimea capetelor țevilor. Motivul pentru grosimea peretelui de capăt al țevilor este instabilitatea tensiunilor axiale în moduri de deformare nestaționară la umplerea și golirea standurilor de lucru ale morii cu metal. Secțiunile de capăt sunt reduse în condiții de tensiuni longitudinale de tracțiune semnificativ mai mici decât partea principală (de mijloc) a țevii. O creștere a grosimii peretelui la secțiunile de capăt, depășind abaterile admise, face necesară tăierea unei părți semnificative a țevii finite

Standardele de tăiere la capăt pentru țevile reduse la TPA-80 JSC „KresTrubZavod” sunt date în tabel. 2.14.

Tabel 2.14 - Standarde pentru tăierea capetelor țevilor la TPA-80 JSC „KresTrubZavod”

2.4 Justificarea deciziilor de proiectare

La reducerea individuală a țevilor cu tensiune pe PRS, apare o diferență longitudinală semnificativă în grosimea capetelor țevilor. Motivul pentru grosimea peretelui de capăt al țevilor este instabilitatea tensiunilor axiale în moduri de deformare nestaționară la umplerea și golirea standurilor de lucru ale morii cu metal. Secțiunile de capăt sunt reduse în condiții de tensiuni longitudinale de tracțiune semnificativ mai mici decât partea principală (de mijloc) a țevii. O creștere a grosimii peretelui la secțiunile de capăt, depășind abaterile admise, face necesară tăierea unei părți semnificative a țevii finite.

Standardele de tăiere la capăt pentru țevile reduse la TPA-80 JSC „KresTrubZavod” sunt date în tabel. 2.15.

Tabel 2.15 - Standarde pentru tăierea capetelor țevilor la TPA-80 JSC „KresTrubZavod”

unde PC este capătul frontal îngroșat al țevii; ZK este capătul îngroșat din spate al țevii.

Pierderea anuală estimată de metal în capetele îngroșate ale țevilor din atelierul T-3 al OJSC KresTrubZavod este de 3.000 de tone. Prin reducerea lungimii și greutății capetelor tăiate îngroșate ale țevilor cu 25%, creșterea anuală a profitului va fi de aproximativ 20 de milioane de ruble. În plus, se vor realiza economii de costuri la unelte de ferăstrău, electricitate etc.

În plus, în producția de țagle de conversie pentru atelierele de tragere, este posibil să se reducă diferența longitudinală a grosimii peretelui țevii; metalul salvat datorită reducerii diferenței longitudinale a grosimii peretelui poate fi utilizat pentru a crește și mai mult volumele de producție de fierbinte. -tevi laminate si deformate la rece.

3. DEZVOLTAREA ALGORITMILOR DE CONTROL PENTRU MORA DE REDUCERE TPA-80

3.1 Starea problemei

Unitățile de laminare continuă a țevilor sunt cele mai promițătoare instalații de înaltă performanță pentru producția de țevi fără sudură laminate la cald din gama corespunzătoare.

Unitățile includ mori de perforare, dorn continuu și reducere. Continuitatea procesului tehnologic, automatizarea tuturor operațiunilor de transport, lungimea mare a țevilor laminate asigură o productivitate ridicată, calitate bunățevi după suprafață și dimensiuni geometrice

În ultimele decenii, a continuat dezvoltarea intensivă a producției de țevi prin laminare continuă: au fost construite și puse în funcțiune ateliere de laminare continuă (în Italia, Franța, SUA, Argentina), reconstruite (în Japonia), echipamente pentru magazine noi. aprovizionate (în China) și au fost implementate proiecte de construcție a atelierelor (în Franța, Canada, SUA, Japonia, Mexic).

Față de unitățile puse în funcțiune în anii ’60, noile mori prezintă diferențe semnificative: produc în principal țevi de ulei și, prin urmare, în atelierele de finisare a acestor țevi se construiesc secțiuni mari, inclusiv echipamente pentru răsturnarea capetelor, tratament termic, tăierea țevilor, producția de cuplare etc.; Gama de dimensiuni ale țevilor sa extins semnificativ: diametrul maxim a crescut de la 168 la 340 mm, grosimea peretelui - de la 16 la 30 mm, ceea ce a devenit posibil datorită dezvoltării procesului de laminare pe mori continue pe un dorn lung care se mișcă la o viteză controlată. viteza, în loc de una plutitoare. Noile unități de laminare a țevilor folosesc țagle turnate continuu (pătrate și rotunde), ceea ce a asigurat o îmbunătățire semnificativă a indicatorilor tehnici și economici ai funcționării lor.

Pentru încălzirea pieselor de prelucrat, cuptoarele inelare sunt încă utilizate pe scară largă (TPA 48-340, Italia), împreună cu aceasta, încep să fie utilizate cuptoare cu focare pliante (TPA 27-127, Franța, TPA 33-194, Japonia). În toate cazurile, productivitatea ridicată a unei unități moderne este asigurată prin instalarea unui cuptor mare, cu o singură capacitate (capacitate de până la 250 t/h). Pentru a încălzi conductele înainte de reducere (calibrare), se folosesc cuptoare cu grinzi mobile.

Moara principală pentru producerea de căptușeli continuă să fie o laminoare cu șuruburi cu două role, al cărei design este îmbunătățit, de exemplu, prin înlocuirea riglelor fixe cu discuri de ghidare antrenate. În cazul utilizării taglelor pătrate, laminorul cu șurub din linia tehnică este precedat fie de o moara de presare cu role (TPA 48-340 în Italia, TPA 33-194 în Japonia), fie de o moara pentru calibrarea muchiilor și o presă pentru adâncime. aliniere (TPA 60-245, Franța).

Una dintre direcțiile principale pentru dezvoltarea ulterioară a metodei de laminare continuă este utilizarea dornurilor care se deplasează cu o viteză controlată în timpul procesului de laminare, în locul celor plutitoare. Folosind un mecanism special care dezvoltă o forță de reținere de 1600-3500 kN, dornul este setat la o anumită viteză (0,3-2,0 m/s), care este menținută fie până când retragere completățevi din dorn în timpul procesului de laminare (dorn reținut), sau până la un anumit punct, de la care dornul se deplasează ca unul plutitor (dorn reținut parțial). Fiecare dintre aceste metode poate fi utilizată în producția de țevi cu un anumit diametru. Astfel, pentru țevile cu diametru mic, metoda principală este rularea pe un dorn plutitor, cu diametrul mediu (până la 200 mm) - pe un dorn parțial ținut și mare (până la 340 mm sau mai mult) - pe un dorn susținut.

Folosirea dornurilor pe morile continue care se deplasează cu o viteză controlată (țintă, parțial ținută) în locul celor plutitoare asigură o extindere semnificativă a gamei, o creștere a lungimii țevilor și o creștere a preciziei acestora. Anumite soluții de proiectare prezintă interes; de exemplu, utilizarea unei tije de moară de perforare ca dorn parțial susținut al unei mori continue (TPA 27-127, Franța), introducerea dornului în afara mașinii în manșon (TPA 33-194, Japonia).

Noile unități sunt echipate cu mori moderne de reducere și dimensionare și cel mai adesea se folosește una dintre aceste mori. Mesele de răcire sunt proiectate pentru a primi conductele după reducere fără tăiere prealabilă.

Evaluând starea generală actuală a automatizării morilor de țevi, pot fi remarcate următoarele caracteristici.

Operațiunile de transport asociate cu deplasarea produselor laminate și a sculelor în întreaga unitate sunt automatizate destul de complet folosind dispozitive de automatizare locale tradiționale (în mare parte fără contact). Pe baza unor astfel de dispozitive a devenit posibilă introducerea unor unități performante cu procese tehnologice continue și discret-continue.

Procesele tehnologice efective și chiar operațiunile individuale la morile de țevi nu sunt în mod evident suficient de automatizate și în această parte nivelul lor de automatizare este vizibil inferior celui atins, de exemplu, în domeniul morilor de tablă continuă. Dacă utilizarea calculatoarelor de control (CCM) pentru morile de tablă a devenit practic o normă larg recunoscută, atunci pentru morile de țevi exemplele sunt încă rare în Rusia, deși în străinătate dezvoltarea și implementarea sistemelor automate de control al proceselor și sistemelor de control automate au devenit acum normă. Între timp, într-o serie de mori de țevi din țara noastră există în principal exemple de implementare industrială a subsistemelor individuale de control automat al proceselor tehnologice folosind dispozitive specializate realizate folosind logica semiconductoare și elemente de tehnologie informatică.

Această condiție se datorează în principal două circumstanțe. Pe de o parte, până de curând, cerințele de calitate și, mai ales, de stabilitate dimensională a țevilor, au fost satisfăcute prin mijloace relativ simple (în special, proiectarea rațională a echipamentelor morii). Aceste condiții nu au stimulat dezvoltări mai avansate și, firește, mai complexe, de exemplu, folosind calculatoare relativ scumpe și nu întotdeauna suficient de fiabile. Pe de altă parte, utilizarea de speciale non-standard mijloace tehnice automatizarea s-a dovedit a fi posibilă doar pentru sarcini mai simple și mai puțin eficiente și a fost necesară o investiție semnificativă de timp și bani pentru dezvoltare și producție, ceea ce nu a contribuit la progresul în domeniul luat în considerare.

Cu toate acestea, cerințele moderne în creștere pentru producția de țevi, inclusiv calitatea țevilor, nu pot fi satisfăcute de soluțiile tradiționale. Mai mult, așa cum arată practica, o parte semnificativă a efortului de a îndeplini aceste cerințe revine automatizării, iar în prezent este necesară schimbarea automată a acestor moduri în timpul procesului de laminare a țevilor.

Progresele moderne în domeniul controlului acționărilor electrice și diferitelor mijloace tehnice de automatizare, în primul rând în domeniul mini-calculatoarelor și al tehnologiei microprocesoarelor, fac posibilă îmbunătățirea radicală a automatizării morilor și unităților de țevi și depășirea diferitelor limitări de producție și economice.

Utilizarea mijloacelor tehnice moderne de automatizare presupune o creștere simultană a cerințelor pentru corectitudinea stabilirii problemelor și alegerea modalităților de rezolvare a acestora și, în special, pentru alegerea celor mai eficiente modalități de influențare a proceselor tehnologice. problema poate fi facilitată de o analiză a celor mai eficiente soluții tehnice existente pentru automatizarea morilor de țevi.

Studiile unităților de laminare continuă a țevilor ca obiecte de automatizare arată că există rezerve semnificative pentru creșterea în continuare a indicatorilor lor tehnico-economici prin automatizarea procesului tehnologic de laminare a țevilor pe aceste unități.

La rularea într-o moară continuă pe un dorn lung plutitor, se induce și o diferență longitudinală de grosime la capăt. Grosimea peretelui capetelor posterioare ale țevilor brute este cu 0,2-0,3 mm mai mare decât mijlocul. Lungimea capătului posterior cu un perete îngroșat este egală cu 2-3 spații intercelulare. Îngroșarea peretelui este însoțită de o creștere a diametrului în zona situată la un spațiu inter-stand de la capătul din spate al țevii. Din cauza condițiilor tranzitorii, grosimea peretelui capetelor frontale este cu 0,05-0,1 mm mai mică decât la mijloc.La rulare cu tensiune, pereții capetelor frontale ale țevilor se îngroașă și ei. Diferența longitudinală în grosimea țevilor brute este păstrată în timpul reducerii ulterioare și duce la o creștere a lungimii capetelor îngroșate din spate ale țevilor finite care sunt tăiate.

La rularea în morile de întindere de reducere, pereții capetelor țevilor devin mai groși din cauza scăderii tensiunii în comparație cu starea de echilibru, care apare numai atunci când sunt umplute 3-4 suporturi de freză. Capetele conductelor cu un perete îngroșat peste toleranță sunt tăiate, iar deșeurile metalice asociate reprezintă ponderea principală din coeficientul total de consum al unității.

Natura generală a variației longitudinale a grosimii peretelui țevii după o moară continuă este aproape complet transferată la țevile finite. Acest lucru este confirmat de rezultatele țevilor de laminare cu dimensiuni de 109 x 4,07 - 60 mm sub cinci moduri de tensiune pe moara de reducere a instalației YuTZ 30-102. În timpul experimentului, la fiecare mod de viteză, au fost selectate 10 țevi, ale căror secțiuni de capăt au fost tăiate în 10 bucăți de 250 mm lungime, iar trei țevi au fost tăiate de la mijloc, situate la o distanță de 10, 20 și 30 m de în față. După măsurarea grosimii peretelui pe dispozitiv, descifrarea diagramelor diferențelor de perete și media datelor, dependențele grafice au fost construite și prezentate în Fig. 54.

Astfel, componentele remarcate ale diferenței totale de grosime a țevilor au un impact semnificativ asupra indicatorilor de performanță tehnico-economică a unităților continue, sunt asociate cu caracteristicile fizice ale proceselor de laminare în mori continue și de reducere și pot fi eliminate sau reduse semnificativ doar prin special sisteme automate, schimbând setarea morii în timpul rulării țevilor. Natura naturală a acestor componente ale grosimii peretelui permite utilizarea unui principiu de control software la baza unor astfel de sisteme.

Există și alte soluții tehnice cunoscute la problema reducerii deșeurilor finale în timpul reducerii, folosind sisteme de control automate pentru procesul de laminare a țevilor într-o moară de reducere cu antrenări individuale ale suportului (brevetele germane nr. 1602181 și UK 1274698). Prin modificarea vitezei rolelor la rularea capetele din față și din spate ale țevilor, se creează forțe suplimentare de tensiune, ceea ce duce la o scădere a diferenței de grosime longitudinală finală. Există informații că astfel de sisteme software de corectare a vitezei pentru principalele acționări ale morii de reducere funcționează pe șapte unități străine de laminare a țevilor, inclusiv două unități cu mori continue în Mülheim (Germania). Unitățile au fost furnizate de Mannesmann (Germania).

Cea de-a doua unitate a fost lansată în 1972 și include o moară de reducere cu 28 de standuri cu acționări individuale, echipată cu un sistem de corectare a vitezei. Modificările vitezei în timpul trecerii capetelor țevii sunt efectuate în primele zece standuri în trepte, ca aditivi la valoarea vitezei de funcționare. Modificarea maximă a vitezei are loc pe standul nr. 1, cea minimă - pe standul nr. 10. Releele foto sunt utilizate ca senzori de poziție pentru capetele conductei din moara, dând comenzi de schimbare a vitezei. În conformitate cu schema de corecție a vitezei adoptată, unitățile individuale ale primelor zece standuri sunt alimentate folosind un circuit reversibil anti-paralel, iar standurile ulterioare sunt alimentate folosind un circuit nereversibil. Se remarcă faptul că ajustarea vitezelor de antrenare a morii de reducere face posibilă creșterea randamentului unității cu 2,5% cu un program de producție mixt. Odată cu creșterea gradului de reducere a diametrului, acest efect crește.

Există informații similare despre echiparea unei fabrici de reducere a standurilor cu douăzeci și opt din Spania cu un sistem de corectare a vitezei. Schimbările de viteză se efectuează în primele 12 standuri. În acest sens, sunt furnizate și diverse scheme de alimentare cu energie a unității.

Trebuie remarcat faptul că echiparea morilor de reducere ca parte a unităților de laminare continuă a țevilor cu un sistem de corecție a vitezei nu rezolvă complet problema reducerii deșeurilor finale în timpul reducerii. Eficiența unor astfel de sisteme ar trebui să scadă odată cu scăderea gradului de reducere a diametrului.

Sistemele programabile de control al proceselor sunt cele mai ușor de implementat și oferă un efect economic deosebit. Cu toate acestea, cu ajutorul lor, este posibilă creșterea preciziei dimensiunilor conductei doar prin reducerea uneia dintre cele trei componente ale sale - diferența longitudinală a peretelui. După cum arată studiile, ponderea principală în răspândirea globală a grosimilor pereților țevilor finite (aproximativ 50%) revine grosimii peretelui transversal. Fluctuațiile grosimilor medii ale pereților conductelor în loturi reprezintă aproximativ 20% din răspândirea totală.

În prezent, reducerea diferenței de grosime transversală este posibilă doar prin îmbunătățirea procesului tehnologic de laminare a țevilor pe morile care fac parte din unitate. Nu se cunosc exemple de utilizare a sistemelor automate în aceste scopuri.

Stabilizarea grosimilor medii a pereților țevilor în loturi este posibilă atât prin îmbunătățirea tehnologiei de laminare, proiectarea standurilor și acționarea electrică, cât și prin sistemele automate de control al procesului. Reducerea răspândirii grosimilor pereților țevii într-un lot poate crește semnificativ productivitatea unităților și poate reduce consumul de metal datorită rulării în limitele toleranțelor minus.

Spre deosebire de sistemele software, sistemele concepute pentru a stabiliza grosimi medii ale peretelui conductelor trebuie să includă senzori pentru monitorizarea dimensiunilor geometrice ale conductelor.

Sunt cunoscute propuneri tehnice pentru echiparea morilor de reducere cu sisteme de stabilizare automată a grosimii peretelui conductei. Structura sistemelor nu depinde de tipul de unitate care conține moara de reducere.

Un set de sisteme de control pentru procesul de laminare a țevilor în mori continue și de reducere, concepute pentru a reduce risipa de capăt în timpul reducerii și pentru a crește precizia țevilor prin reducerea variației longitudinale a grosimii și a răspândirii grosimilor medii a pereților, formează controlul automat al procesului. sistemul unității.

Utilizarea computerelor pentru controlul producției și automatizarea procesului tehnologic de laminare a țevilor a fost implementată pentru prima dată pe o unitate de laminare continuă a țevilor 26-114 din Mülheim.

Unitatea este proiectată pentru rularea țevilor cu un diametru de 26-114 mm și o grosime a peretelui de 2,6-12,5 mm. Unitatea include un cuptor cu inele, două mori de perforare, o moară continuă cu 9 standuri și o moară de reducere cu 24 de standuri cu acționare individuală de la motoare de 200 kW.

A doua unitate cu o moară continuă din Mülheim, lansată în 1972, este echipată cu un computer mai puternic, căruia îi sunt atribuite funcții mai largi. Unitatea este proiectată pentru laminarea țevilor cu un diametru de până la 139 mm, o grosime a peretelui de până la 20 mm și constă dintr-o moară de perforare, o moară continuă cu opt stații și o moară de reducere cu douăzeci și opt de picioare cu o antrenare individuală. .

O unitate de laminare continuă a țevilor din Marea Britanie, lansată în 1969, este echipată și cu un computer, care este utilizat pentru a planifica încărcarea unității și, ca sistem de informare, monitorizează continuu parametrii laminatului și a sculei. Controlul calității țevilor și țaglelor, precum și acuratețea setărilor morii, se efectuează în toate etapele procesului tehnologic. Informațiile de la fiecare moară sunt trimise la un computer pentru procesare, iar apoi trimise la mori pentru management operațional.

Într-un cuvânt, multe țări încearcă să rezolve problema automatizării proceselor de laminare, inclusiv. si ale noastre. Pentru a dezvolta un model matematic pentru controlul morilor continue, este necesar să se cunoască influența parametrilor tehnologici specificați asupra preciziei țevilor finite; pentru aceasta este necesar să se ia în considerare caracteristicile laminarii continue.

O caracteristică a reducerii țevilor cu tensiune este o calitate superioară a produsului ca urmare a formării unei diferențe mai mici de perete în secțiune transversală, în contrast cu rularea fără tensiune, precum și posibilitatea de a produce țevi cu diametre mici. Cu toate acestea, în timpul rulării pieselor, se observă o diferență longitudinală crescută în grosimea peretelui la capetele țevilor. Capetele îngroșate în timpul reducerii tensiunii se formează datorită faptului că capetele din față și din spate ale țevii nu sunt complet expuse la tensiune la trecerea prin moară.

Tensiunea este caracterizată de mărimea tensiunii de întindere în conductă (x). Cel mai descriere completa este coeficientul de tensiune plastică, care reprezintă raportul dintre tensiunea longitudinală de întindere a țevii și rezistența la deformare a metalului din cușcă.

În mod obișnuit, moara de reducere este reglată astfel încât coeficientul de tensiune plastică din standurile din mijloc să fie distribuit uniform. În primul și ultimul stand, tensiunea crește și scade.

Pentru a intensifica procesul de reducere și a obține țevi cu pereți subțiri, este important să cunoașteți tensiunea maximă care poate fi creată în moara de reducere. Valoarea maximă a coeficientului de tensiune plastică în moara (z max) este limitată de doi factori: capacitatea de tragere a rolelor și condițiile de rupere a țevii în moara. În urma cercetărilor, s-a stabilit că atunci când compresia totală a țevii în moara este de până la 50-55%, valoarea z max este limitată de capacitatea de tragere a rolelor.

Atelierul T-3, împreună cu EF VNIPI Tyazhpromelektroproekt și întreprinderea ASK, au creat baza sistemului automat de control al procesului pe unitatea TPA-80. În prezent funcționează următoarele componente ale acestui sistem: UZN-N, UZN-R, linie de comunicație ETHERNET, toate stațiile de lucru.

3.2 Calculul mesei rulante

Principiul de bază al construcției unui proces tehnologic în instalațiile moderne este producerea țevilor cu un diametru constant pe o moară continuă, ceea ce permite utilizarea unei piese de prelucrat și a unui manșon de diametru constant. Obtinerea tevilor cu diametrul necesar se asigura prin reducere. Acest sistem de operare facilitează și simplifică foarte mult instalarea morilor, reduce numărul de scule și, cel mai important, permite menținerea unei productivități ridicate a întregii unități chiar și la rularea țevilor cu un diametru minim (după reducere).

Calculăm masa de rulare în funcție de progresul de rulare conform metodei descrise în. Diametrul exterior al conductei după reducere este determinat de dimensiunile ultimei perechi de role.

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

unde D p este diametrul țevii finite după moara de reducere.

Grosimea peretelui după morile continue și de reducere trebuie să fie egală cu grosimea peretelui țevii finite, de exemplu. S n =Sp=S o =3,2 mm.

Deoarece o țeavă de același diametru iese după o moară continuă, luăm D n = 94 mm. La morile continue, calibrarea rolelor asigură că la ultimele perechi de role diametrul interior al țevii este cu 1-2 mm mai mare decât diametrul dornului, astfel încât diametrul dornului va fi egal cu:

N =d n -(1..2)=D n -2S n -2=94-2*3,2-2=85,6 mm.

Considerăm că diametrul dornurilor este de 85 mm.

Diametrul interior al manșonului trebuie să asigure introducerea liberă a dornului și este luat cu 5-10 mm mai mare decât diametrul dornului

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

Luăm peretele căptușelii:

S g =S n +(11..14)=3.2+11.8=15 mm.

Diametrul exterior al căptușelilor este determinat pe baza mărimii diametrului interior și a grosimii peretelui:

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

Diametrul piesei utilizate este D z = 120 mm.

Diametrul dornului morii de perforare este selectat luând în considerare cantitatea de laminare, adică ridicarea diametrului interior al căptușelii, variind de la 3% la 7% din diametrul interior:

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

Coeficienții de tragere pentru morile de perforare, continue și de reducere sunt determinați prin formulele:

,

Factorul general de alungire este:

Masa de rulare pentru țevi cu dimensiunile de 48,3 × 4,0 mm și 60,3 × 5,0 mm a fost calculată în mod similar.

Masa rulanta este prezentata in tabel. 3.1.

Tabelul 3.1 - Masa rulanta TPA-80

3.3 Calculul etalonării rolelor morii reducătoare

Calibrarea rolei este importantă parte integrantă calculul modului de funcţionare al morii. Determină în mare măsură calitatea țevilor, durata de viață a sculei, distribuția sarcinii în standurile de lucru și antrenament.

Calculul calibrării rolei include:

a) distribuția deformațiilor parțiale în standurile morii și calculul diametrelor medii ale gabariturilor;

b) determinarea dimensiunilor calibrelor de ruliu.

3.3.1 Distribuția deformațiilor parțiale

După natura modificărilor în anumite deformări, suporturile morii de reducere pot fi împărțite în trei grupe: suportul de cap de la începutul morii, în care reducerea crește intens pe măsură ce laminarea progresează; o grupă de gabarit (la capătul morii), în care deformațiile sunt reduse la o valoare minimă, și un grup de standuri între ele (la mijloc), în care deformațiile parțiale sunt maxime sau apropiate de ele.

La rularea țevilor sub tensiune, valorile deformațiilor parțiale sunt luate în funcție de starea de stabilitate a profilului țevii la o valoare a tensiunii plastice care asigură producerea unei țevi de o dimensiune dată.

Coeficientul tensiunii plastice totale poate fi determinat prin formula:

,

unde sunt deformațiile axiale și tangențiale luate în formă logaritmică; Valoarea T determinată în cazul unui ecartament cu trei role folosind formula

T= ,

unde (S/D) cp este raportul mediu dintre grosimea peretelui și diametrul în timpul perioadei de deformare a conductei în moara; coeficientul k ținând cont de modificarea gradului de grosime a conductei.

,

,

unde m este valoarea deformarii totale a conductei de-a lungul diametrului acesteia.

.

,

.

Valoarea reducerii parțiale critice la un astfel de coeficient de tensiune plastică, conform , poate ajunge la 6% în al doilea stand, 7,5% în al treilea stand și 10% în al patrulea stand. În primul caz, se recomandă să luați în interval de 2,5-3%. Cu toate acestea, pentru a asigura o prindere stabilă, cantitatea de compresie este de obicei redusă.

În standurile de prefinisare și finisare ale morii se reduce și reducerea, dar pentru a reduce sarcina pe role și a crește precizia țevilor finite. În ultimul stand al grupului de calibrare se ia compresia egală cu zero, penultima este de până la 0,2 din compresia din ultimul stand al grupului mijlociu.

ÎN grupa mijlocie standurile practică distribuția uniformă și neuniformă a deformațiilor parțiale. Cu o distribuție uniformă a compresiei în toate arboretele acestui grup, se presupune că acestea sunt constante. Distribuția neuniformă a deformațiilor parțiale poate avea mai multe opțiuni și poate fi caracterizată prin următoarele modele:

compresia în grupul de mijloc este redusă proporțional de la primele standuri la ultima - modul de cădere;

în primele standuri ale grupului de mijloc, deformațiile parțiale sunt reduse, iar restul sunt lăsate constante;

compresia în grupul mijlociu este mai întâi crescută și apoi scăzută;

în primele standuri ale grupului de mijloc, deformările parțiale sunt lăsate constante, iar în rest sunt reduse.

Odată cu scăderea condițiilor de deformare în grupul mijlociu de standuri, diferențele de putere de rulare și de sarcină pe unitate, cauzate de creșterea rezistenței la deformare a metalului pe măsură ce are loc laminarea, scad datorită scăderii temperaturii acestuia și creșterii rata de deformare. Se crede că reducerea reducerii la capătul morii îmbunătățește și calitatea suprafeței exterioare a țevilor și reduce diferența de grosime transversală.

Atunci când se calculează calibrarea rolului, presupunem o distribuție uniformă a compresiei.

Valorile deformațiilor particulare pentru standurile de moara sunt prezentate în Fig. 3.1.

Distribuția compresiei

Pe baza valorilor acceptate ale deformațiilor parțiale, diametrele medii ale calibrelor pot fi calculate folosind formula

.

Pentru primul suport de moara (i=1) d i -1 =D 0 =94 mm, atunci

mm.

Diametrele medii ale calibrului calculate folosind această formulă sunt date în Anexa 1.

3.3.2 Determinarea dimensiunilor gabaritului rolei

Forma canelurilor morilor cu trei role este prezentată în Fig. 3.2.

Un ecartament oval se obține conturându-l cu o rază r cu centrul deplasat față de axa de rulare cu o valoare a excentricității e.

Forma de calibru

Valorile razelor și excentricității calibrelor sunt determinate de lățimea și înălțimea calibrelor folosind formulele:

Pentru a determina dimensiunile unui calibru, este necesar să cunoașteți valorile semi-axelor sale a și b și pentru a le determina, valoarea ovalității calibrului

Pentru a determina ovalitatea unui calibru, puteți folosi formula:

Exponentul de putere q caracterizează cantitatea posibilă de lărgire a calibrului. La reducerea în standuri cu trei role, se ia q=1,2.

Valorile semiaxelor de calibre sunt determinate de dependențe:

unde f este factorul de corecție, care poate fi calculat folosind formula aproximativă

Să calculăm dimensiunile gabaritului folosind formulele de mai sus pentru primul stand.

Pentru standurile rămase, calculul se efectuează într-un mod similar.

În prezent, rotirea rulourilor se efectuează după instalarea rolelor în cușca de lucru. Alezarea se efectuează pe mașini speciale cu un tăietor rotund. Modelul de foraj este prezentat în Fig. 3.3.

Orez. 3.3 - Model de foraj de calibru

Pentru a obține un gabarit cu valorile date de a și b, este necesar să se determine diametrul frezei D f și deplasarea acestuia față de planul axelor de rulare (parametrul X). D f și X sunt determinate de următoarele formule precise din punct de vedere matematic:

Pentru morile cu trei role, unghiul a este de 60° Di este diametrul ideal al rolei, Di = 330 mm.

Valorile calculate folosind formulele de mai sus sunt rezumate în tabel. 3.2.

Tabel 3.2 - Calibrarea rolei

3.4 Calculul vitezei

Calculul regimului de turație al funcționării morii constă în determinarea numerelor de rotație ale rolelor și a turațiilor motorului pe baza acestora.

La rularea țevilor sub tensiune, magnitudinea tensiunii plastice are o mare influență asupra modificării grosimii peretelui. În acest sens, în primul rând, este necesar să se determine coeficientul de tensiune plastică totală pe moara - z total, care ar asigura producerea peretelui necesar. Calculul ztot este dat în paragraful 3.3.

,

unde este coeficientul luând în considerare influența zonelor de deformare fără contact:

;

l i – lungimea arcului de prindere:

;

– unghi de prindere:

;

f – coeficientul de frecare, se ia f=0,5; a este numărul de role din stand, a=3.

În primul stand de lucru z z1 =0. În standurile ulterioare, puteți lua z p i -1 = z z i.

,

;

;

.

Înlocuind datele pentru primul stand în formulele de mai sus, obținem:

mm;

;

;

;

; ;

mm.

După ce au efectuat calcule similare pentru al doilea stand, am obținut următoarele rezultate: 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. În acest moment, încetăm să calculăm z p i folosind metoda de mai sus, deoarece condiția z p2 >z total este îndeplinită.

Din condiția de alunecare completă, determinăm tensiunea maximă posibilă z z în ultimul stand de deformare, adică. z z21. În acest caz, presupunem că z p21 =0.

.

mm;

;

;

Grosimea peretelui în fața celui de-al 21-lea stand, i.e. S20 poate fi determinat prin formula:

.

;

; ;

mm.

După ce am efectuat calcule similare pentru al 20-lea stand, am obținut următoarele rezultate: 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 17 = 0,441, S 16 = 3,151 mm. În acest moment încetăm să calculăm z p i, deoarece condiția z z14 >z total este îndeplinită.

Valorile calculate ale grosimii peretelui pentru standurile de moară sunt date în tabel. 2.20.

Pentru a determina numerele de rotație ale rolelor, este necesar să se cunoască diametrele de rulare ale rolelor. Pentru a determina diametrele de rulare, puteți utiliza formulele date în:

, (2)

unde D în i este diametrul rolei din partea de sus;

.

Dacă , atunci diametrul de rulare al rolelor trebuie calculat folosind ecuația (1); dacă această condiție nu este îndeplinită, atunci trebuie utilizat (2).

Valoarea caracterizează poziția liniei neutre în cazul în care se consideră că este paralelă (în plan) cu axa de rulare. Din starea de echilibru a forțelor în zona de deformare pentru o astfel de aranjare a zonelor de alunecare

,

După setarea vitezei de rulare de intrare Vin = 1,0 m/s, am calculat numărul de rotații ale rolelor primului stand

rpm

Revoluțiile din standurile rămase au fost găsite folosind formula:

.

Rezultatele calculării limitei de viteză sunt prezentate în Tabelul 3.3.

Tabel 3.3 - Rezultatele calculării limitei de viteză

Conform Tabelului 3.3. a fost construit un grafic al modificărilor vitezei de rotație a rolei (Fig. 3.4.).

Viteza de rulare

3.5 Parametrii puterii de rulare

O caracteristică distinctivă a procesului de reducere în comparație cu alte tipuri de laminare longitudinală este prezența unor tensiuni semnificative între standuri. Prezența tensiunii are un impact semnificativ asupra parametrilor de putere ai laminarii - presiunea metalului asupra rolelor și momentele de rulare.

Forța metalică asupra rolului P este suma geometrică a componentelor verticale P în și orizontale P g:

Componenta verticală a forței metalice asupra rolelor este determinată de formula:

,

unde p este presiunea medie specifică a metalului pe rolă; l este lungimea zonei de deformare; d – diametrul calibrului; a este numărul de role din stand.

Componenta orizontală P g este egală cu diferența dintre forțele tensiunilor din față și din spate:

unde z p, z z – coeficienții tensiunii plastice din față și din spate; F p, F z - aria secțiunii transversale a capetelor din față și din spate ale țevii; s S – rezistența la deformare.

Pentru determinarea presiunilor specifice medii, se recomandă utilizarea formulei V.P. Anisiforova:

.

Cuplul de rulare (total pe stand) este determinat de formula:

.

Rezistența la deformare este determinată de formula:

,

unde T – temperatura de rulare, °C; Н – intensitatea ratelor de deformare prin forfecare, 1/s; e – compresie relativă; K 1 , K 2 , K 3 , K 4 , K 5 – coeficienți empirici, pentru oțelul 10: K 1 =0,885, K 2 =7,79, K 3 =0,134, K 4 =0,164, K 5 =(–2 ,8 ).

Intensitatea ratelor de deformare este determinată de formulă

unde L este gradul de deformare prin forfecare:

t – timpul de deformare:

Viteza unghiulară a ruliului se găsește prin formula:

,

Puterea se găsește prin formula:

În tabel 3.4. Sunt prezentate rezultatele calculării parametrilor forței de rulare folosind formulele de mai sus.

Tabel 3.4 - Parametrii puterii de rulare

Conform tabelului. 3.4, sunt reprezentate grafice ale modificărilor parametrilor de putere ai laminarii de-a lungul standurilor morii (Fig. 3.5., 3.6., 3.7.).

Modificarea presiunii specifice medii

Schimbarea forței metalice pe rolă

Schimbarea momentului de rulare

3.6 Studiul influenței modurilor de reducere a vitezei tranzitorii asupra valorii diferenței longitudinale de grosime a peretelui secțiunilor de capăt ale țevilor finite

3.6.1 Descrierea algoritmului de calcul

Studiul a fost realizat pentru a obține date privind influența modurilor de reducere a vitezei tranzitorii asupra valorii diferenței longitudinale în secțiunile de capăt ale țevilor finite.

Determinarea coeficientului de tensiune interstand pe baza rotațiilor cunoscute ale rolei, i.e. dependența Zn i =f(n i /n i -1) a fost realizată folosind metoda de rezolvare a așa-numitei probleme inverse propusă de G.I. Gulyaev, pentru a obține dependența grosimii peretelui de rotațiile rolei.

Esența tehnicii este următoarea.

Procesul constant de reducere a conductei poate fi descris printr-un sistem de ecuații care reflectă respectarea legii constantei volumelor secunde și echilibrul forțelor în zona de deformare:

(3.1.)

La rândul său, după cum se știe,

Dcat i =j(Zз i, Zп i, А i),

m i =y(Zз i, Zп i, B i),

unde A i și B i sunt valori independente de tensiune, n i este numărul de rotații în i-a suport,  i este coeficientul de tragere în i-a stand, Dcat i este diametrul de rulare al rolei în standul i, Zп i , Zз i - coeficienții tensiunii plastice din față și din spate.

Avand in vedere ca Zз i = Zп i -1 sistemul de ecuatii (3.1.) se poate scrie in vedere generala in felul urmator:

(3.2.)

Rezolvăm sistemul de ecuații (3.2.) în raport cu coeficienții de tensiune plastică din față și din spate prin metoda aproximărilor succesive.

Luând Zп1=0, se stabilește valoarea lui Zп1 și din prima ecuație a sistemului (3.2.) determinăm Zп 2 folosind metoda iterației, apoi din a doua ecuație - Zп 3 etc. Având în vedere valoarea lui Zп 1, putem găsi o soluție în care Zп n = 0 .

Cunoscând coeficienții tensiunii plastice din față și din spate, determinăm grosimea peretelui după fiecare stand folosind formula:

(3.3.)

unde A este coeficientul determinat de formula:

;

;

z i – coeficientul mediu (echivalent) al tensiunii plastice

.

3.6.2 Rezultatele studiului

Folosind rezultatele calculelor de calibrare a sculei (clauza 3.3.) și reglarea vitezei morii (vitezele de rotație a rolei) în timpul unui proces de reducere constantă (clauza 3.4.) în mediul software MathCAD 2001 Professional, am rezolvat sistemul (3.2.) și expresia (3.3.) cu pentru a determina modificări ale grosimii peretelui.

Lungimea capetelor îngroșate poate fi redusă prin creșterea coeficientului de tensiune plastică prin modificarea vitezei de rotație a rolelor la rularea secțiunilor de capăt ale țevii.

În prezent, la moara de reducere TPA-80 a fost creat un sistem de control al vitezei pentru laminarea continuă fără dorn. Acest sistem vă permite să reglați dinamic viteza rolelor standurilor PRS atunci când rulați secțiunile de capăt ale țevilor în funcție de o dependență liniară dată. Această reglare a rotațiilor rolei la rularea secțiunilor de capăt ale țevilor se numește „pană de viteză”. Rotațiile rolelor la rularea secțiunilor de capăt ale țevii sunt calculate folosind formula:

, (3.4.)

unde n i este viteza de rotație a rolelor în al i-lea stand la starea de echilibru, Ki este coeficientul de reducere a vitezei de rotație a rolelor în %, i este numărul suportului.

Dependența coeficientului de reducere a rotației rolei într-un stand dat de numărul standului este liniară

K i = (Fig. 3.8.).

Dependența coeficientului de reducere a rotațiilor rolei într-un stand de numărul standului.

Datele inițiale pentru utilizarea acestui mod de control sunt:

Numărul de standuri în care se modifică setarea vitezei este limitat de lungimea capetelor îngroșate (3...6);

Gradul de reducere a vitezei de rotație a rolei în primul stand de freza este limitată de posibilitatea unei antrenări electrice (0,5...15%).

În această lucrare, pentru a studia influența setării vitezei PRS asupra diferenței longitudinale de grosime la capăt, s-a presupus că modificarea setării vitezei la reducerea capetelor din față și din spate ale țevilor se realizează în primele 6 standuri. . Studiul a fost realizat prin modificarea vitezei de rotație a rolelor în primele standuri ale morii în raport cu procesul de laminare constantă (variând unghiul de înclinare a dreptei din fig. 3.8).

Ca urmare a modelării proceselor de umplere a standurilor PRS și a țevii care iese din moara de țevi, dependențele grosimii peretelui capetelor din față și din spate ale țevilor de mărimea modificării vitezei de rotație a rolelor în au fost obținute primele standuri de moară, care sunt prezentate în Fig. 3.9. şi Fig.3.10. pentru tevi cu dimensiunile 33,7x3,2 mm. Cea mai optimă valoare a „panei de viteză” din punctul de vedere al minimizării lungimii bordului de capăt și al „căderii” grosimii peretelui în câmpul de toleranță al standardului DIN 1629 (toleranța grosimii peretelui ±12,5%) este K 1 = 10-12%.

În fig. 3.11. si orez 3.12. Sunt prezentate dependențele lungimilor capetelor îngroșate din față și din spate ale țevilor finite folosind o „pană de viteză” (K 1 = 10%), obținute ca urmare a modelării proceselor tranzitorii. Din dependențele date putem trage următoarea concluzie: utilizarea unei „pane de viteză” dă un efect vizibil numai la rularea țevilor cu un diametru mai mic de 60 mm, cu o grosime a peretelui mai mică de 5 mm și cu un diametru mai mare. și grosimea peretelui țevii, subțierea peretelui necesară pentru îndeplinirea cerințelor standardului nu are loc.

În fig. 3.13., 3.14., 3.15., dependențele lungimii capătului frontal îngroșat de diametrul exterior al țevilor finite sunt date pentru grosimi de perete egale cu 3,5, 4,0, 5,0 mm, la diferite valori ale „vitezei”. pană” (coeficientul de reducere a vitezei a fost adoptat role K 1 egal cu 5%, 10%, 15%).

Dependența grosimii peretelui capătului frontal al țevii de dimensiune

„pană de viteză” pentru dimensiunea standard 33,7x3,2 mm

Dependența grosimii peretelui capătului din spate al țevii de valoarea „panei de viteză” pentru dimensiunea standard 33,7x3,2 mm

Dependența lungimii capătului frontal îngroșat al țevii de D și S (la K 1 =10%)

Dependența lungimii capătului posterior îngroșat al țevii de D și S (la K 1 =10%)

Dependența lungimii capătului frontal îngroșat al țevii de diametrul țevii finite (S=3,5 mm) la diferite valori ale „panei de viteză”.

Dependența lungimii capătului frontal îngroșat al țevii de diametrul țevii finite (S=4,0 mm) la diferite valori ale „panei de viteză”

Dependența lungimii capătului frontal îngroșat al țevii de diametrul țevii finite (S=5,0 mm) la diferite valori ale „panei de viteză”.

Din graficele de mai sus se poate observa că cel mai mare efect în ceea ce privește reducerea diferenței de grosime de capăt a țevilor finite este asigurat de controlul dinamic al vitezei de rotație a rolelor RRS în limitele K 1 = 10...15%. O modificare insuficient de intensă a „panei de viteză” (K 1 =5%) nu permite subțiarea grosimii peretelui secțiunilor de capăt ale țevii.

De asemenea, la rularea țevilor cu un perete mai gros de 5 mm, tensiunea rezultată din acțiunea „panei de viteză” nu poate subția peretele din cauza capacității insuficiente de tragere a rolelor. La rularea țevilor cu un diametru mai mare de 60 mm, coeficientul de alungire în moara de reducere este mic, astfel încât îngroșarea capetelor practic nu are loc, prin urmare utilizarea unei „pane de viteză” este nepractică.

Analiza graficelor de mai sus a arătat că utilizarea unei „pane de viteză” pe moara de reducere TPA-80 a JSC KreTrubZavod permite reducerea lungimii capătului îngroșat frontal cu 30% și a capătului îngroșat posterior cu 25%.

După cum arată calculele lui Mochalov D.A. Pentru o utilizare mai eficientă a „panei de viteză” pentru a reduce și mai mult bordul final, este necesar să se asigure că primele standuri funcționează în modul de frânare cu utilizarea aproape completă a capacităților de putere ale rolelor prin utilizarea unei dependențe neliniare mai complexe de coeficientul de reducere a rotației rolei într-un stand dat pe numărul standului. Este necesar să se creeze o metodologie bazată științific pentru determinarea funcției optime K i =f(i).

Dezvoltarea unui astfel de algoritm pentru controlul optim al RRS poate servi drept scop pentru dezvoltarea ulterioară a UZS-R într-un sistem automat de control al procesului TPA-80. După cum arată experiența utilizării unor astfel de sisteme automate de control al procesului, reglarea numărului de rotații al rolelor la rularea secțiunilor de capăt ale țevilor, conform companiei Mannesmann (pachetul de aplicații CARTA), face posibilă reducerea cantității de tăiere de capăt a conducte cu peste 50%, datorită sistemului de control automat al procesului de reducere a conductelor, care include Include atât un subsistem de control al morii, cât și un subsistem de măsurare, precum și un subsistem pentru calcularea modului optim de reducere și controlul procesului în timp real .

4. JUSTIFICAREA TEHNICĂ ŞI ECONOMICĂ A PROIECTULUI

4.1 Esența evenimentului planificat

Acest proiect propune introducerea unui regim optim de viteză de laminare pe o moară de întindere-reducere. Datorită acestei măsuri, se preconizează reducerea coeficientului de consum de metal, iar datorită reducerii lungimii capetelor tăiate îngroșate ale țevilor finite, se preconizează o creștere a volumelor de producție cu 80 de tone pe lună în medie.

Investițiile de capital necesare pentru implementarea acestui proiect sunt de 0 ruble.

Proiectul poate fi finanțat la rubrica „reparații curente” și estimări de cost. Proiectul poate fi finalizat într-o zi.

4.2 Calculul costurilor produsului

Calculul costului pentru 1t. produsele la standardele existente pentru tăierea capetelor îngroșate ale țevilor sunt date în tabel. 4.1.

Calculul pentru proiect este prezentat în tabel. 4.2. Deoarece rezultatul implementării proiectului nu este o creștere a producției de produs, valorile de conversie ale consumului în calculul proiectului nu sunt recalculate. Beneficiul proiectului constă în reducerea costurilor prin reducerea deșeurilor de tăiere. Trimurile sunt reduse din cauza scăderii coeficientului de consum de metal.

4.3 Calculul indicatorilor de proiectare

Calculul indicatorilor de proiect se bazează pe calculul costurilor din tabel. 4.2.

Economii de costuri pe an:

De exemplu =(C0-Cp)*V pr =(12200,509-12091,127)*110123,01=12045475,08r.

Profit conform raportului:

Pr 0 =(Р-С 0)*V din =(19600-12200,509)* 109123,01=807454730,39r.

Profitul proiectului:

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

Creșterea profitului va fi:

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

Rentabilitatea produsului a fost:

Rentabilitatea produsului pentru proiect:

Fluxurile de numerar pentru raport și pentru proiect sunt prezentate în Tabelul 4.3. și, respectiv, 4.4.

Tabel 4.1 - Calculul costului pentru 1 tonă de oțel laminat în atelierul T-3 al OJSC KreTrubZavod

Tabel 4.2 - Calculul proiectului al costului pentru 1 tonă de oțel laminat

Îmbunătățirea procesului tehnologic va afecta indicatorii tehnici și economici ai activităților întreprinderii, după cum urmează: profitabilitatea producției va crește cu 1,45%, economiile din reducerea costurilor se vor ridica la 12 milioane de ruble. pe an, ceea ce va duce la creșterea profiturilor.

Tabel 4.3 - Flux de numerar conform raportului

Tabelul 4.4 - Fluxul de numerar pentru proiect

Profilul financiar al proiectului este prezentat în Fig. 4.1. Conform graficelor prezentate în Fig. 4.1. VAN cumulat al proiectului depășește cifra planificată, ceea ce indică rentabilitatea necondiționată a proiectului. VAN cumulat calculat pentru proiectul implementat este o valoare pozitivă din primul an, întrucât proiectul nu a necesitat investiții de capital.

Profilul financiar al proiectului

Pragul de rentabilitate se calculează folosind formula:

Pragul de rentabilitate caracterizează volumul minim de producție la care se termină pierderile și apare primul profit.

În tabel 4.5. date prezentate pentru calcularea costurilor variabile și fixe.

Conform datelor de raportare, suma costurilor variabile pe unitatea de producție este de 3 per = 11212,8 ruble, suma costurilor fixe pe unitate de producție este de 3 post = 987,7 ruble. Valoarea costurilor fixe pentru întregul volum de producție conform raportului este de 107780796,98 ruble.

Conform datelor de proiectare, suma costurilor variabile Z pe = 11103,5 ruble, suma costurilor fixe Z post = 987,7 ruble. Valoarea costurilor fixe pentru întregul volum de producție conform raportului este de 108.768.496,98 ruble.

Tabel 4.5 - Ponderea costurilor fixe în structura costurilor planificate și ale proiectului

Conform datelor de raportare, pragul de rentabilitate este:

TB de la T.

Pentru proiect, pragul de rentabilitate este:

TB pr T.

În tabel 4.6. a fost efectuat calculul veniturilor și toate tipurile de costuri pentru producerea produselor vândute necesare pentru determinarea pragului de rentabilitate. Graficele pentru calcularea pragului de rentabilitate pentru raport și pentru proiect sunt prezentate în Fig. 4.2. și Fig.4.3. respectiv.

Tabelul 4.6 - Date pentru calcularea pragului de rentabilitate

Calculul pragului de rentabilitate conform raportului

Calculul pragului de rentabilitate pentru proiect

Indicatorii tehnici și economici ai proiectului sunt prezentați în tabel. 4.7.

Ca urmare, putem concluziona că măsura propusă în proiect va reduce costul pe unitatea de producție cu 1,45% prin reducerea costurilor variabile, ceea ce ajută la creșterea profitului cu 19,5 milioane de ruble. cu un volum anual de producţie de 110123,01 tone. Rezultatul implementării proiectului este o creștere a valorii actuale nete cumulate comparativ cu valoarea planificată în perioada analizată. De asemenea, pozitivă este și reducerea pragului de rentabilitate de la 12,85 mii tone la 12,8 mii tone.

Tabel 4.7 - Indicatori tehnico-economici ai proiectului

CONCLUZIE

În acest proiect de teză a fost dezvoltată o tehnologie de producere a țevilor de uz general conform DIN 1629. Lucrarea examinează posibilitatea reducerii lungimii capetelor îngroșate formate în timpul laminarii pe o moara de reducere prin modificarea setărilor de viteză ale freza la rularea secțiunilor de capăt ale țevii folosind capacitățile sistemului UZS-R. După cum au arătat calculele, reducerea lungimii capetelor îngroșate poate ajunge la 50%.

Calculele economice au arătat că utilizarea modurilor de rulare propuse va reduce costul pe unitatea de producție cu 1,45%. Acest lucru, menținând în același timp volumele de producție existente, va permite creșterea profiturilor cu 20 de milioane de ruble în primul an.

Bibliografie

1. Anuriev V.I. „Manual proiectantului de inginerie mecanică” în 3 volume, volumul 1 – M. „Inginerie mecanică” 1980 – 728 p.

2. Anuriev V.I. „Manual proiectantului de inginerie mecanică” în 3 volume, volumul 2 – M. „Inginerie mecanică” 1980 – 559 p.

3. Anuriev V.I. „Manualul proiectantului de inginerie mecanică” în 3 volume, volumul 3 – M. „Inginerie mecanică” 1980 – 557 p.

4. Pavlov Ya.M. "Piese de mașină". – Leningrad „Inginerie mecanică” 1968 – 450 p.

5. Vasiliev V.I. „Elementele fundamentale ale designului” echipamente tehnologice manualul întreprinderilor de transport cu motor" - Kurgan 1992 - 88 p.

6. Vasiliev V.I. „Fundamentele proiectării echipamentelor tehnologice pentru întreprinderile de transport auto” – Kurgan 1992 – 32 p.

UDC 621.774.3

STUDIUL DINAMICII MODIFICĂRII GROSIMII PEREȚILOR ȚEI ÎN TIMPUL REDUCERII

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

Sunt prezentate rezultatele unui studiu experimental al dinamicii modificărilor grosimii peretelui țevii în timpul laminarii și tragerii în matrițe monolitice și cu role. S-a demonstrat că odată cu creșterea gradului de deformare se observă o creștere mai intensă a grosimii peretelui țevii în procesele de laminare și tragere în matrițe cu role, ceea ce face ca utilizarea lor să fie promițătoare.

Cuvinte cheie: țevi deformate la rece, țevi cu pereți groși, tragere țevi, grosime perete țevii, calitatea suprafeței interioare a țevii.

Tehnologia existentă pentru producția de țevi cu pereți groși de diametru mic deformate la rece din oțeluri rezistente la coroziune implică utilizarea proceselor de laminare la rece în laminoarele la rece și tragerea ulterioară fără arbore în matrițe monolitice. Se știe că producerea țevilor de diametru mic prin laminare la rece este asociată cu o serie de dificultăți din cauza scăderii rigidității sistemului „tijă-mandrin”. Prin urmare, pentru a produce astfel de țevi, se utilizează un proces de tragere, în principal fără dorn. Natura modificării grosimii peretelui țevii în timpul tragerii fără dorn este determinată de raportul dintre grosimea peretelui S și diametrul exterior D, iar valoarea absolută a modificării nu depășește 0,05-0,08 mm. În acest caz, se observă îngroșarea peretelui la raportul S/D< 0,165-0,20 в зависимости от наружного диаметра заготовки . Для данных соотношений размеров S/D коэффициент вытяжки д при волочении труб из коррозионно-стойкой стали не превышает значения 1,30 , что предопределяет многоцикличность известной технологии и требует привлечения новых способов деформации.

Scopul lucrării este un studiu experimental comparativ al dinamicii modificărilor grosimii peretelui țevii în procesele de reducere prin laminare, tragere în matrițe monolitice și cu role.

Ca semifabricate au fost utilizate țevi deformate la rece: dimensiuni 12,0x2,0 mm (S/D = 0,176), 10,0x2,10 mm (S/D = 0,216) din oțel 08Х14МФ; dimensiuni 8,0x1,0 mm (S/D = 0,127) din otel 08Х18Н10Т. Toate conductele erau în stare recoaptă.

Tresarea în matrițe monolitice a fost efectuată pe o moară de trefilare cu lanț cu o forță de 30 kN. Pentru trafarea cu role s-a folosit o matriță cu perechi de role decalate VR-2/2.180. Desenarea într-o matriță cu role a fost efectuată folosind un sistem de măsurare cu cerc oval. Reducerea țevilor prin laminare a fost efectuată conform schemei de calibrare „oval-oval” într-un suport cu două role cu role cu diametrul de 110 mm.

La fiecare etapă de deformare au fost prelevate probe (5 bucăți pentru fiecare opțiune de cercetare) pentru a măsura diametrul exterior, grosimea peretelui și rugozitatea suprafeței interioare. Dimensiunile geometrice și rugozitatea suprafeței țevilor au fost măsurate cu ajutorul unui șubler electronic TTTTs-TT. micrometru electronic spot, profilometru Surftest SJ-201. Toate instrumentele și dispozitivele au trecut verificarea metrologică necesară.

Parametrii deformarii la rece a conductelor sunt prezentați în tabel.

În fig. 1 prezintă grafice ale dependenței mărimii creșterii relative a grosimii peretelui de gradul de deformare e.

Analiza graficelor din Fig. 1 arată că în timpul rulării și tragerii într-o matriță cu role, în comparație cu procesul de trage într-o matriță monolitică, se observă o modificare mai intensă a grosimii peretelui țevii. Acest lucru, conform autorilor, se datorează diferenței stării de solicitare a metalului: în timpul laminarii și trafilării cu role, tensiunile de tracțiune din zona de deformare au valori mai mici. Locația curbei de modificare a grosimii peretelui în timpul tragerii rolelor sub curba de modificare a grosimii peretelui în timpul rulării se datorează tensiunilor de tracțiune ușor mai mari în timpul tragerii rolei, datorită aplicării axiale a forței de deformare.

Extremul funcției de modificare a grosimii peretelui din gradul de deformare sau compresie relativă de-a lungul diametrului exterior observat în timpul rulării corespunde valorii S/D = 0,30. Prin analogie cu reducerea la cald prin laminare, unde se observă o scădere a grosimii peretelui la S/D > 0,35, se poate presupune că reducerea la rece prin laminare se caracterizează printr-o scădere a grosimii peretelui la un raport de S/D > 0,30.

Deoarece unul dintre factorii care determină natura modificării grosimii peretelui este raportul dintre tensiunile de tracțiune și radiale, care, la rândul său, depinde de parametri.

Număr de trecere Dimensiunile conductei, mm S,/D, Si/Sc Di/Do є

Reducere prin laminare (țevi din oțel de calitate 08Х14МФ)

O 9.98 2.157 O.216 1.O 1.O 1.O O

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

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

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

Reducere prin laminare (țevi din oțel de calitate 08Х18Н10Т)

О 8,О6 1,О2О О,127 1,О 1,О 1,О O

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

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

Z 5.21 1.Z1O O.251 1.284 O.646 1.4O6 O.29

Reducere prin tragere într-o matriță cu role (țevi din oțel de calitate 08Х14МФ)

О 12,ОО 2,11 О,176 1,О 1,О 1,О O

1 1O.98 2.2O O.2OO 1 .O4Z O.915 1.O8O O.O7

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

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

Reducere prin tragere într-o matriță monolitică (țevi din oțel de calitate 08Х14МФ)

О 12,ОО 2,11О О,176 1,О 1,О 1,О O

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

2 9.98 2.157 O.216 1.O22 O.8Z2 1.118 O.19

Z 8.97 2.16O O.241 1.O24 O.748 1.147 O.ZO

Di, Si - respectiv diametrul exterior și grosimea peretelui conductei în interval.

Orez. 1. Dependența creșterii relative a grosimii peretelui conductei de gradul de deformare

ra S/D, atunci este important să se studieze influența raportului S/D asupra poziției extremului funcției de modificare a grosimii peretelui conductei în timpul procesului de reducere. Conform lucrării, la rapoarte S/D mai mici, valoarea maximă a grosimii peretelui conductei se observă la deformații mari. Acest lucru a fost studiat folosind exemplul procesului de reducere prin laminare țevi cu dimensiunile 8,0x1,0 mm (S/D = 0,127) din oțel 08Х18Н10Т în comparație cu datele privind țevile laminare cu dimensiunile 10,0x2,10 mm (S/D = 0,216) din oțel 08Х14МФ. Rezultatele măsurătorilor sunt prezentate în Fig. 2.

Gradul critic de deformare la care a fost observată grosimea maximă a peretelui la rularea țevilor cu raportul

S/D = 0,216, a fost de 0,23. La rularea țevilor din oțel 08Х18Н10Т, creșterea extremă a grosimii peretelui nu a fost atinsă, deoarece raportul dimensiunii țevii S/D, chiar și la gradul maxim de deformare, nu a depășit 0,3. O circumstanță importantă este că dinamica creșterii grosimii peretelui la reducerea țevilor prin laminare este invers dependentă de raportul de dimensiune S/D al țevii originale, așa cum este demonstrat de graficele prezentate în Fig. 2, a.

Analiza curbelor din Fig. 2, b mai arată că modificarea raportului S/D în timpul procesului de laminare a țevilor din oțel de calitate 08Х18Н10Т și a țevilor din oțel de calitate 08Х14МФ are un caracter calitativ similar.

S0/A)=O.127 (08Х18Н10Т)

S0/00=0,216 (08Х14МФ)

Gradul de deformare, b

VA=0;216 (08Х14МФ)

(So/Da=0A21 08X18H10T) _

Gradul de deformare, є

Orez. 2. Modificarea grosimii peretelui (a) și a raportului S/D (b) în funcție de gradul de deformare la rularea țevilor cu rapoarte S/D inițiale diferite

Orez. 3. Dependența valorii relative a rugozității suprafeței interioare a țevilor de gradul de deformare

În procesul de reducere căi diferite Rugozitatea suprafeței interioare a țevilor a fost evaluată și prin abaterea medie aritmetică a înălțimii microrugozităților Ra. În fig. Figura 3 prezintă grafice ale dependenței valorii relative a parametrului Ra de gradul de deformare la reducerea țevilor prin laminare și tragere în matrițe monolitice Rar, Ra0 - respectiv, parametrii de rugozitate

vaticitatea suprafeţei interioare a conductelor în pasajul i şi pe conducta originală).

Analiza curbelor din Fig. 3 arată că în ambele cazuri (laminare, trefilare), o creștere a gradului de deformare în timpul reducerii duce la o creștere a parametrului Ra, adică înrăutățește calitatea suprafeței interioare a țevilor. Dinamica modificării (creșterii) parametrului de rugozitate cu gradul de deformare în creștere în cazul re-

canalizarea țevilor prin rulare în treceri cu două role depășește semnificativ (aproximativ de două ori) același indicator în procesul de tragere în matrițe monolitice.

De asemenea, trebuie remarcat faptul că dinamica modificărilor parametrului de rugozitate al suprafeței interioare este în concordanță cu descrierea de mai sus a dinamicii modificărilor grosimii peretelui pentru metodele de reducere luate în considerare.

Pe baza rezultatelor cercetării se pot trage următoarele concluzii:

1. Dinamica modificărilor grosimii peretelui conductei pentru metodele considerate de reducere la rece este de același tip - îngroșare intensă cu creșterea gradului de deformare, o încetinire ulterioară a creșterii grosimii peretelui cu atingerea unui anumit maxim valoare la un anumit raport de dimensiune a conductei S/D și o scădere ulterioară a creșterii grosimii peretelui.

2. Dinamica modificărilor grosimii peretelui țevii este invers legată de raportul de dimensiune a țevii originale S/D.

3. Cea mai mare dinamică de creștere a grosimii peretelui se observă în procesele de laminare și tragere în matrițe cu role.

4. O creștere a gradului de deformare în timpul reducerii prin laminare și tragere în matrițe monolitice duce la o deteriorare a stării suprafeței interioare a țevilor, în timp ce creșterea parametrului de rugozitate Ra în timpul laminarii are loc mai intens decât în ​​timpul trafilării. Ținând cont de concluziile făcute și de natura modificării grosimii peretelui în timpul deformării, se poate susține că pentru tragerea țevilor în matrițe cu role, modificarea

Modificarea parametrului Ra va fi mai puțin intensă decât la rulare și mai intensă în comparație cu desenul monolitic.

Informațiile obținute despre legile procesului de reducere la rece vor fi utile în proiectarea traseelor ​​pentru producerea țevilor deformate la rece din oțeluri rezistente la coroziune. În același timp, utilizarea procesului de tragere în matrițele cu role este promițătoare pentru creșterea grosimii peretelui conductei și reducerea numărului de treceri.

Literatură

1. Bisk, M.B. Deformare la rece țevi din oțel. În 2 ore.Partea 1: Pregătirea pentru deformare și desen / M.B. Bisk, I.A. Grehov, V.B. Slavin. -Sverdlovsk: Uralii de mijloc. carte editura, 1976. - 232 p.

2. Savin, G.A. Desenul conductei / G.A. Savin. -M: Metalurgie, 1993. - 336 p.

3. Shveikin, V.V. Tehnologia laminarii la rece si reducerea tevilor: manual. indemnizație / V.V. Shveikin. - Sverdlovsk: Editura UPI im. CM. Kirov, 1983. - 100 p.

4. Tehnologie și echipamente pentru producția de țevi / V.Ya. Osadchiy, A.S. Vavilin, V.G. Zimovets şi colab.; editat de V.Ya. Osadchy. - M.: Intermet Engineering, 2007. - 560 p.

5. Barichko, B.V. Bazele procese tehnologice OMD: note de curs / B.V. Barichko, F.S. Dubinsky, V.I. Krainov. - Chelyabinsk: Editura SUSU, 2008. - 131 p.

6. Potapov, I.N. Teoria producției de țevi: manual. pentru universități / I.N. Potapov, A.P. Kolikov, V.M. Druyan. - M.: Metalurgie, 1991. - 424 p.

Yakovleva Ksenia Yurievna, cercetător junior, JSC Institutul de Cercetare Rusă al Industriei Țevilor (Celiabinsk); [email protected].

Barichko Boris Vladimirovici, șef adjunct al Departamentului de țevi fără sudură, Institutul rus de cercetare al industriei țevilor JSC (Celiabinsk); [email protected].

Kuznetsov Vladimir Nikolaevici, șeful laboratorului de deformare la rece al laboratorului central al uzinei, Sinarsky Pipe Plant OJSC (Kamensk-Uralsky); [email protected].

Buletinul Universității de Stat din Uralul de Sud

Seria „Metalurgie” ___________2014, vol. 14, nr. 1, pp. 101-105

STUDIUL MODIFICĂRILOR DINAMICE ALE GROSIMII PEREȚILOR ȚEI ÎN PROCESUL DE REDUCERE

K.Yu. Yakovleva, Institutul Rus de Cercetare a Industriilor de Tuburi și Conducte (RosNITI), Chelyabinsk, Federația Rusă, [email protected],

B.V. Barichko, Institutul Rus de Cercetare a Industriilor de Tuburi și Conducte (RosNITI), Chelyabinsk, Federația Rusă, [email protected],

V.N. Kuznetsov, SA „Uzina de conducte Sinarsky”, Kamensk-Uralsky, Federația Rusă, [email protected]

Rezultatele studiului experimental al schimbărilor dinamice pentru Sunt descrise grosimea peretelui țevii în timpul laminarii, tragerea atât în ​​matrițe dintr-o singură bucată, cât și în role. Rezultatele arată că, odată cu creșterea deformației, creșterea mai rapidă a grosimii peretelui țevii se observă la rularea și tragerea cu matrițele cu role. Se poate trage concluzia că utilizarea matrițelor cu role este cea mai promițătoare.

Cuvinte cheie: țevi formate la rece, țevi cu pereți groși, țeavă, grosimea peretelui țevii, calitatea suprafeței interioare a țevii.

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

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

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

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

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

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

Ilyashenko A.V. – Conferențiar al Departamentului de Mecanică Structurală
Universitatea de Stat de Inginerie Civilă din Moscova,
Candidat la Științe Tehnice

Studiul capacității portante a tijelor elastice comprimate cu pereți subțiri care au cedare inițială și au suferit pierderi locale de stabilitate este asociat cu determinarea secțiunii transversale reduse a tijei. Principalele principii adoptate pentru studierea stării de efort-deformare în stadiul supercritic a tijelor comprimate cu pereți subțiri neideal sunt prezentate în lucrări. Acest articol examinează comportamentul supercritic al tijelor, care sunt reprezentate ca un set de elemente de lucru în comun - plăci cu defecțiune inițială, simulând funcționarea flanșelor unghiulare, T și în formă de cruce. Acestea sunt așa-numitele rafturi din plăci cu o margine prinsă elastic și cealaltă liberă (vezi figura). În lucrări, o astfel de placă aparține tipului II.

S-a constatat că sarcina de rupere, care caracterizează capacitatea portantă a tijei, depășește semnificativ sarcina P cr (m), la care are loc pierderea locală a stabilității unui profil imperfect. Din graficele prezentate în, este clar că deformațiile fibrelor longitudinale de-a lungul perimetrului secțiunii transversale în stadiul supercritic devin extrem de inegale. În fibrele îndepărtate de coaste, deformațiile compresive scad odată cu creșterea sarcinii, iar la sarcini apropiate de limită, datorită curburii ascuțite a acestor fibre din cauza pierderilor inițiale și a săgeților din ce în ce mai mari ale semi-undelor longitudinale formate după pierderea locală a stabilității. , apar deformații și cresc rapid întinderea.

Secțiunile secțiunii transversale cu fibre longitudinale curbate eliberează stresul, ca și cum ar fi oprite de la lucrul tijei, slăbind secțiunea transversală efectivă și reducând rigiditatea acesteia. Deci, capacitatea portantă profil cu pereți subțiri nu se limitează la pierderea locală a stabilității. Sarcina totală, percepută de secțiunile mai rigide (mai puțin curbate) ale secțiunii transversale, poate depăși semnificativ valoarea lui P cr (m).

Obținem o secțiune eficientă, redusă prin excluderea secțiunilor nefuncționale ale profilului. Pentru a face acest lucru, folosim expresia pentru funcția de stres Ф k (x,y), care descrie stare tensionată placa a K-a de tip II (vezi).

Să trecem la solicitările supercritice σ kх (în direcția forței exterioare de compresiune), determinate în secțiunea cea mai defavorabilă a tijei (x=0). Să le scriem în formă generală:

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

unde constantele de integrare A km (m=1,2,...,6) și săgețile componentelor deformațiilor dobândite f kj (j=1,2) se determină din soluția sistemului de ecuații de rezolvare. Acest sistem de ecuații include ecuații variaționale neliniare și condiții la limită care descriu lucrand impreuna plăci de profil imperfecte. Săgețile f koj (j=1,2,…,5) ale componentelor deformarii inițiale a plăcii k-a se determină experimental pentru fiecare tip de profil;
ℓ – lungimea semi-undă formată în timpul pierderii locale de stabilitate;
s este lățimea plăcii;

β c,d =cs 2 + dℓ 2 ;

β c,d,j = cs 4 + dℓ 2 s 2 + gℓ 4 ;

c, d, j sunt numere întregi pozitive.

Notăm lățimea redusă sau efectivă a secțiunii transversale reduse a plăcii de flanșă (tip II) cu s p. Pentru a o determina, notăm condițiile pentru trecerea de la secțiunea transversală reală a tijei la cea redusă. :

1. Tensiunile din fibrele longitudinale la fața inițială a plăcii (la y = 0) adiacentă nervurii (vezi figura) rămân aceleași cu cele obținute din teoria neliniară (1):

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

Pentru a determina tensiunea σ k2 =σ k max, este necesar să se substituie în (1) ordonata fibrei longitudinale cele mai încărcate, care se găsește din condiția: ∂σ kx /∂y=0.

2. Suma forțelor interne din placă nu se modifică la trecerea la o secțiune redusă în direcția forței de compresiune:

3. Momentul forțelor interne față de axa care trece prin fața inițială (y=0) perpendiculară pe planul plăcii rămâne același:

Din figură este evident că

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

Să scriem un sistem de ecuații pentru a determina lățimea redusă a plăcii s p. Pentru a face acest lucru, înlocuim (1) și (5) în (3) și (4):

unde α=πs/ℓ ; F kr,ξ =f kr f koξ +f kr f kξ +f kor f kξ ;
r, ξ sunt numere întregi pozitive.

Sistemul rezultat de ecuații (6) și (7) face posibilă determinarea lățimii reduse sn a fiecărei plăci-rafturi care alcătuiesc o tijă comprimată cu pereți subțiri care a suferit pierderi locale de stabilitate. Deci realul secțiune transversală profilul a fost înlocuit cu unul redus.

Metodologia propusă pare a fi utilă atât teoretic, cât și practic atunci când se calculează capacitatea portantă a tijelor comprimate precurbate cu pereți subțiri, în care formarea locală a undelor este permisă conform cerințelor operaționale.

Bibliografie

1. Ilyashenko A.V., Efimov I.B. Stare de efort-deformare după pierderea locală a stabilității tijelor comprimate cu pereți subțiri, ținând cont de cedarea inițială // Structuri și materiale de construcție. Protectie anticoroziva. – Ufa: Tr.in-ta NIIpromstroy, 1981. – P.110-119.
2. Ilyashenko A.V. La calculul profilelor în formă de T cu pereți subțiri, unghiular și în formă de cruce cu pierdere inițială // Fundații de piloți. – Ufa: Sat. științific tr. Niipromstroy, 1983. – P. 110-122.
3. Ilyashenko A.V., Efimov I.B. Studiu experimental al grinzilor cu pereți subțiri cu elemente de plăci curbate // Organizarea și realizarea lucrărilor de construcții. – M.: Tsentr.Buro n.-t. Informații ale Ministerului Industriei și Construcțiilor, 1983.