Na redukovaném úseku z tenkostěnných T, úhlových a křížových profilů po lokálním vybočení. Vývoj metod pro výpočet deformačně-rychlostních režimů redukce za tepla s tahem trubek se zvýšenou přesností
MDT 621.774.3
STUDIE DYNAMIKY ZMĚN TLOUŠŤKY STĚNY POTRUBÍ BĚHEM REDUKCE
K.Yu Jakovleva, B.V. Barichko, V.N. Kuzněcov
Prezentovány jsou výsledky experimentálního studia dynamiky změn tloušťky stěny trubek při válcování, tažení monolitických a válcovacích průvlaků. Ukazuje se, že se zvýšením stupně deformace je pozorován intenzivnější nárůst tloušťky stěny trubky v procesech válcování a tažení ve válečkových průvlacích, což činí jejich použití slibným.
Klíčová slova: trubky tvarované za studena, silnostěnné trubky, tažení trubek, tloušťka stěny trubky, kvalita vnitřního povrchu trubky.
Stávající technologie výroby za studena tvářených silnostěnných trubek malého průměru z korozivzdorných ocelí umožňuje využití procesů válcování za studena na válcovacích stolicích za studena a následné beztrnové tažení v monolitických zápustkách. Je známo, že výroba trubek o malých průměrech válcováním za studena je spojena s řadou obtíží v důsledku snížení tuhosti systému "tyč-trn". Proto se pro získání takových trubek používá proces tažení, převážně bez trnu. Charakter změny tloušťky stěny trubky při tažení bez trnu je určen poměrem tloušťky stěny S a vnějšího průměru D a absolutní hodnota změny nepřesahuje 0,05-0,08 mm. V tomto případě je ztluštění stěny pozorováno v poměru 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.
Cílem práce je srovnávací experimentální studium dynamiky změn tloušťky stěny trubek v procesech redukce válcováním, tažením v monolitickém a válcovém průvlaku.
Jako polotovary byly použity trubky tvarované za studena: 12,0 x 2,0 mm (S/D = 0,176), 10,0 x 2,10 mm (S/D = 0,216) z oceli 08Kh14MF; rozměry 8,0x1,0 mm (S / H = 0,127) z oceli 08X18H10T. Všechny trubky byly žíhané.
Tažení v monolitických zápustkách bylo prováděno na řetězovém tažném stole silou 30 kN. Pro tažení válečkem jsme použili matrici s přesazenými páry válečků BP-2/2.180. Tažení ve válečkovém průvlaku bylo prováděno pomocí systému oválného měřidla. Redukce trubek válcováním byla provedena podle kalibračního schématu „ovál-ovál“ ve dvouválcové stolici s válci o průměru 110 mm.
V každé fázi deformace byly odebrány vzorky (5 ks pro každou variantu studie) pro měření vnějšího průměru, tloušťky stěny a drsnosti vnitřního povrchu. Měření geometrických rozměrů a drsnosti povrchu trubek bylo provedeno pomocí elektronického posuvného měřítka TTTC-TT. elektronický bodový mikrometr, profilometr Surftest SJ-201. Všechny nástroje a přístroje prošly nezbytným metrologickým ověřením.
Parametry deformace trubek za studena jsou uvedeny v tabulce.
Na Obr. 1 znázorňuje grafy závislosti relativního nárůstu tloušťky stěny na stupni deformace e. Obr.
Analýza grafů na Obr. 1 ukazuje, že při válcování a tažení ve válcové matrici je ve srovnání s procesem tažení v monolitické matrici pozorována intenzivnější změna tloušťky stěny trubky. To je podle autorů způsobeno rozdílem ve schématu napěťového stavu kovu: při válcování a tažení válečkem jsou tahová napětí v deformační zóně menší. Umístění křivky změny tloušťky stěny při tažení válečkem je nižší než křivka změny tloušťky stěny při válcování v důsledku mírně vyšších tahových napětí při tažení válečkem v důsledku axiálního působení deformační síly.
Extrém funkce změny tloušťky stěny jako funkce stupně deformace nebo relativního zmenšení podél vnějšího průměru pozorovaného během válcování odpovídá hodnotě S/D = 0,30. Analogicky k redukci za tepla válcováním, kde je pozorován pokles tloušťky stěny při S/D > 0,35, lze předpokládat, že redukce za studena válcováním je charakterizována poklesem tloušťky stěny v poměru S/D > 0,30.
Protože jedním z faktorů určujících povahu změny tloušťky stěny je poměr tahového a radiálního napětí, který zase závisí na parametrech
Průchod č. Rozměry trubky, mm S,/D, Si/Sc Di/Do є
Redukce válcováním (trubky z oceli třídy 08X14MF)
О 9,98 2,157 О,216 1,О 1,О 1,О О
1 9,52 2,23 O 0,234 1,034 0,954 1,30 80,04
2 8,1 O 2,35 O O,29 O 1,O89 O,812 1,249 O,2O
Z 7,01 2,324 O,332 1,077 O,7O2 1,549 O,35
Redukce válcováním (trubky z oceli třídy 08X18H10T)
О 8,О6 1,О2О О,127 1,О 1,О 1,О О
1 7.OZ 1.13O O.161 1.1O8 O.872 1.O77 O.O7
2 6,17 1,225 0,199 1,201 0,766 1,185 0,16
C 5,21 1,310 0,251 1,284 0,646 1,406 0,29
Redukce tažením válečkovým průvlakem (trubky z oceli třídy 08X14MF)
О 12.ОО 2.11 О.176 1.О 1.О 1.О О
1 10,98 2,20 0,200 1,043 0,915 1,080 0,07
2 1O.O8 2,27 O,225 1,O76 O,84O 1,178 O,15
Z 9.O1 2.3O O.2O1 1.O9O O.751 1.352 O.26
Redukce tažením v monolitické matrici (trubky z oceli třídy 08X14MF)
О 12.ОО 2.11О О.176 1.О 1.О 1.О О
1 10,97 2,135 0,195 1,012 O,914 1,106 O,1O
2 9,98 2,157 O,216 1,O22 O,832 1,118 O,19
C 8,97 2,160 0,241 1,024 0,748 1,147 0,30
Di, Si jsou v tomto pořadí vnější průměr a tloušťka stěny trubky v i-tém průchodu.
Rýže. 1. Závislost relativního nárůstu tloušťky stěny potrubí na stupni deformace
ra S/D, je důležité studovat vliv poměru S/D na polohu extrému funkce změny tloušťky stěny trubky v procesu redukce. Podle údajů práce je při menších poměrech S/D dodržena maximální hodnota tloušťky stěny trubky při velkých deformacích. Tato skutečnost byla studována na příkladu procesu redukce válcováním trubek o rozměrech 8,0x1,0 mm (S/D = 0,127) z oceli 08Kh18N10T v porovnání s údaji o válcovacích trubkách o rozměrech 10,0x2,10 mm ( S/D = 0,216) oceli 08Kh14MF. Výsledky měření jsou uvedeny na Obr. 2.
Kritický stupeň deformace, při kterém byla pozorována maximální hodnota tloušťky stěny při válcování trubky s poměrem
S/D = 0,216 bylo 0,23. Při válcování trubek z oceli 08Kh18N10T nebylo dosaženo extrému nárůstu tloušťky stěny, protože poměr rozměrů trubky S/D ani při maximálním stupni deformace nepřesáhl 0,3. Důležitou okolností je, že dynamika nárůstu tloušťky stěny při redukci trubek válcováním nepřímo souvisí s poměrem rozměrů S/D původní trubky, což demonstrují grafy na Obr. 2, a.
Analýza křivek na Obr. 2b také ukazuje, že podobný kvalitativní charakter má změna poměru S/D při válcování trubek z oceli třídy 08Kh18N10T a trubek z oceli třídy 08Kh14MF.
S0/A) = 0,127 (08X18H10T)
S0/00=0,216 (08X14MF)
Stupeň deformace, b
VA=0;216 (08X14MF)
(So/Da=0A21 08X18H10T) _
Stupeň deformace, є
Rýže. 2. Změny tloušťky stěny (a) a poměru S/D (b) v závislosti na stupni deformace při válcování trubek s různými počátečními poměry S/D Obr.
Rýže. 3. Závislost relativní velikost drsnosti vnitřního povrchu trubek na stupni deformace
V procesu redukce různé způsoby drsnost vnitřního povrchu trubek byla také hodnocena aritmetickým průměrem odchylky výšky mikrodrsnosti Ra. Na Obr. Obrázek 3 ukazuje grafy závislosti relativní hodnoty parametru Ra na stupni deformace při zmenšení trubek válcováním a tažením v monolitických průvlacích
vlnitost vnitřního povrchu trubek v i-tém průchodu a na původní trubce).
Analýza křivek na Obr. 3 ukazuje, že v obou případech (válcování, tažení) zvýšení stupně deformace při redukci vede ke zvýšení parametru Ra, to znamená, že zhoršuje kvalitu vnitřního povrchu trubek. Dynamika změny (zvýšení) parametru drsnosti se zvýšením stupně deformace v případě
vedení trubek válcováním ve dvouválcových rážích výrazně (asi dvakrát) překračuje stejný ukazatel v procesu tažení v monolitických zápustkách.
Je třeba také poznamenat, že dynamika změn parametru drsnosti vnitřního povrchu je v souladu s výše uvedeným popisem dynamiky změn tloušťky stěny pro uvažované redukční metody.
Na základě výsledků výzkumu lze vyvodit následující závěry:
1. Dynamika změn tloušťky stěny potrubí pro uvažované způsoby redukce za studena je stejná - intenzivní ztluštění se zvýšením stupně deformace, následné zpomalení nárůstu tloušťky stěny s dosažením určité maximální hodnoty při určitém stupni deformace. poměr rozměrů potrubí S / D a následné snížení nárůstu tloušťky stěny.
2. Dynamika změn tloušťky stěny potrubí je nepřímo úměrná poměru původních rozměrů potrubí S/D.
3. Největší dynamika nárůstu tloušťky stěny je pozorována u procesů válcování a tažení ve válcových průvlacích.
4. Zvýšení stupně deformace při redukci válcováním a tažením v monolitických průvlacích vede ke zhoršení stavu vnitřního povrchu trubek, přičemž ke zvýšení parametru drsnosti Ra při válcování dochází intenzivněji než při tažení. Vezmeme-li v úvahu vyvozené závěry a povahu změny tloušťky stěny během deformace, lze tvrdit, že pro tažení trubek ve válcových průvlacích,
Změna parametru Ra bude méně intenzivní než u válcování a intenzivnější ve srovnání s monolitickým tažením.
Získané informace o zákonitostech procesu redukce za studena budou užitečné při navrhování cest pro výrobu trubek tvářených za studena z korozivzdorných ocelí. Využití procesu tažení ve válcových průvlacích je zároveň slibné pro zvýšení tloušťky stěny trubky a snížení počtu průchodů.
Literatura
1. Bisk, M.B. deformace za studena ocelové trubky. Za 2 hodiny, Část 1: Příprava na deformaci a tažení / M.B. Bisk, I.A. Grekhov, V.B. Slavín. -Sverdlovsk: Střední Ural. rezervovat. nakladatelství, 1976. - 232 s.
2. Savin, G.A. Kreslení potrubí / G.A. Savin. -M: Hutnictví, 1993. - 336 s.
3. Šveikin, V.V. Technologie válcování za studena a redukce trubek: učebnice. příspěvek / V.V. Šveikin. - Sverdlovsk: Nakladatelství UPI im. CM. Kirova, 1983. - 100 s.
4. Technologie a zařízení pro výrobu trubek /V.Ya. Osadchiy, A.S. Vavilin, V.G. Zimovets a další; vyd. V.Ya. Osadchy. - M.: Intermet Engineering, 2007. - 560 s.
5. Barichko, B.V. Základy technologických procesů OMD: poznámky z přednášek / B.V. Barichko, F.S. Dubinský, V.I. Krainov. - Čeljabinsk: Nakladatelství SUSU, 2008. - 131 s.
6. Potapov, I.N. Teorie výroby dýmek: učebnice. pro vysoké školy / I.N. Potapov, A.P. Kolikov, V.M. Druyan. - M.: Hutnictví, 1991. - 424 s.
Yakovleva Ksenia Yuryevna, pomocná výzkumná pracovnice, Ruský výzkumný ústav potrubního průmyslu (Čeljabinsk); [e-mail chráněný]
Baričko Boris Vladimirovič, zástupce vedoucího oddělení bezešvých trubek, Ruský výzkumný ústav potrubního průmyslu (Čeljabinsk); [e-mail chráněný]
Kuzněcov Vladimir Nikolaevič, vedoucí laboratoře deformace za studena centrální laboratoře závodu, Sinarsky Pipe Plant OJSC (Kamensk-Uralsky); [e-mail chráněný]
Bulletin Státní univerzity jižního Uralu
Řada "Hutnictví" ____________2014, roč. 14, č. 1, s. 101-105
STUDIE DYNAMICKÝCH ZMĚN TLOUŠŤKY STĚNY POTRUBÍ V PROCESU REDUKCE
K.Yu Jakovleva, Ruský výzkumný ústav trubkového a potrubního průmyslu (RosNITI), Čeljabinsk, Ruská federace, [e-mail chráněný],
B.V. Baričko, Ruský výzkumný ústav trubkového a potrubního průmyslu (RosNITI), Čeljabinsk, Ruská federace, [e-mail chráněný],
V.N. Kuzněcov, as "Sinarsky Pipe Plant", Kamensk-Uralsky, Ruská federace, [e-mail chráněný]
Jsou popsány výsledky experimentálního studia dynamických změn tloušťky stěny trubky při válcování, tažení v jednodílných i válečkových průvlacích. Výsledky ukazují, že se zvyšující se deformací je pozorován rychlejší růst tloušťky stěny trubky při válcování a tažení válečkovými průvlaky. Z toho lze vyvodit závěr, že nejslibnější je použití válcových razidel.
Klíčová slova: trubky tvářené za studena, silnostěnné trubky, tažení trubek, tloušťka stěny trubky, kvalita vnitřního povrchu trubky.
1. Bisk M.B., Grekhov I.A., Slavin V.B. Kholodnaya deformatsiya stal "nykh trub. Podgotovka k deformatsii i volochenie. Sverdlovsk, Middle Ural Book Publ., 1976, sv. 1. 232 s.
2 Savin G.A. Volochenie trubice. Moskva, Metallurgiya Publ., 1993. 336 s.
3. Shveykin V.V. Tekhnologiya kholodnoy prokatki a redutsirovaniya trub. Sverdlovsk, Ural Polytechn. Inst. Publ., 1983. 100 s.
4. Osadchiy V.Ya., Vavilin A.S., Zimovets V.G. a kol. Technologie a obrudovanie trubnogo proizvodstva. Osadchiy V.Ya. (Ed.). Moskva, Intermet Engineering Publ., 2007. 560 s.
5. Barichko B.V., Dubinskiy F.S., Kraynov V.I. Osnovy technologicheskikh protsessov OMD. Čeljabinsk Univ. Publ., 2008. 131 s.
6. Potapov I.N., Kolikov A.P., Druyan V.M. Teoriya trubnogo proizvodstva. Moskva, Metallurgiya Publ., 1991. 424 s.
DIPLOMOVÁ PRÁCE NA TÉMA:
Výroba potrubí
1. SORTIMENT A POŽADAVKY NA REGULAČNÍ DOKUMENTACE PRO POTRUBÍ
1.1 Rozpis potrubí
JSC "KresTrubZavod" je jedním z největších výrobců potrubních výrobků u nás. Její výrobky se úspěšně prodávají v tuzemsku i zahraničí. Výrobky vyráběné v závodě splňují požadavky tuzemských i zahraničních norem. Mezinárodní certifikáty kvality vydávají takové organizace jako: American Petroleum Institute (API), německé certifikační centrum TUV - Reiland.
Workshop T-3 je jednou z hlavních dílen podniku, jeho produkty splňují normy uvedené v tabulce. 1.1.
Tabulka 1.1 - Normy pro vyráběné trubky
Dílna vyrábí trubky z uhlíkových, legovaných a vysoce legovaných ocelí o průměru D=28-89mm a síle stěny S=2,5-13mm.
V zásadě se dílna specializuje na výrobu trubek, trubek pro všeobecné použití a trubek určených pro následné zpracování za studena.
Mechanické vlastnosti vyrobených trubek musí odpovídat vlastnostem uvedeným v tabulce. 1.2.
1.2 Požadavek na regulační dokumentaci
Výroba trubek v dílně T-3 KresTrubZavod se provádí podle různých regulačních dokumentů, jako jsou GOST, API, DIN, NFA, ASTM a další. Zvažte požadavky DIN 1629.
1.2.1 Sortiment
Tato norma platí pro bezešvé kruhové trubky vyrobené z nelegovaných ocelí. Chemické složení oceli používané pro výrobu trub jsou uvedeny v tabulce 1.3.
Tabulka 1.2 - Mechanické vlastnosti trubek
Tabulka 1.3 - Chemické složení ocelí
Trubky vyrobené podle této normy se používají především v různých zařízeních při výrobě nádrží a potrubí, dále ve všeobecném strojírenství a výrobě přístrojů.
Rozměry a mezní odchylky potrubí jsou uvedeny v tabulce 1.4., tabulce 1.5., tabulce 1.6.
Délka trubky je určena vzdáleností mezi jejími konci. Typy délek potrubí jsou uvedeny v tabulce 1.4.
Tabulka 1.4 - Typy délek a délkové tolerance
Tabulka 1.5 - Přípustné odchylky průměru
Tabulka 1.6 - Tolerance tloušťky stěny
Trubky by měly být co nejkulatější. Odchylka kruhovitosti musí být v rámci tolerancí vnějšího průměru.
Trubky by měly být rovné na oko, v případě potřeby lze stanovit zvláštní požadavky na přímost.
Trubky musí být řezány kolmo k ose potrubí a musí být bez otřepů.
Hodnoty pro lineární hmotnosti (hmotnosti) jsou uvedeny v DIN 2448. Od těchto hodnot jsou povoleny následující odchylky:
pro jednu trubku + 12 % - 8 %,
pro dodávky o hmotnosti minimálně 10 tun +10%–5%.
Standardní označení pro trubky odpovídající DIN 1629 udává:
Jméno (dýmka);
Hlavní číslo rozměrové normy DIN (DIN 2448);
Hlavní rozměry trubky (vnější průměr × tloušťka stěny);
Hlavní číslo technických dodacích podmínek (DIN 1629);
Zkrácený název třídy oceli.
Příklad symbolu pro trubku podle DIN 1629 o vnějším průměru 33,7 mm a tloušťce stěny 3,2 mm z oceli St 37,0:
Trubka DIN 2448–33,7×3,2
DIN 1629-St 37.0.
1.2.2 Technické požadavky
Potrubí musí být vyrobeno v souladu s požadavky normy a podle technologických předpisů schválených předepsaným způsobem.
Na vnějším a vnitřním povrchu trubek a spojek by neměly být žádné zajetí, skořápky, západy slunce, delaminace, praskliny a písek.
Děrování a čištění uvedených vad je povoleno za předpokladu, že jejich hloubka nepřesahuje mezní mínus odchylku podél tloušťky stěny. Svařování, tmelení nebo tmelení vadných míst není povoleno.
V místech, kde lze přímo měřit tloušťku stěny, může hloubka vadných míst překročit stanovenou hodnotu za předpokladu dodržení minimální tloušťky stěny, která je definována jako rozdíl mezi jmenovitou tloušťkou stěny trubky a její maximální mínusovou odchylkou.
Samostatné drobné zářezy, promáčkliny, rizika, tenká vrstva okují a další vady způsobené výrobní metodou jsou povoleny, pokud nepřekročí tloušťku stěny za hranici mínusových odchylek.
Mechanické vlastnosti (mez kluzu, pevnost v tahu, prodloužení při přetržení) musí odpovídat hodnotám uvedeným v tabulce 1.7.
Tabulka 1.7 - Mechanické vlastnosti
1.2.3 Pravidla přijímání
Trubky jsou předkládány k přejímce v dávkách.
Šarže musí sestávat z trubek stejného jmenovitého průměru, stejné tloušťky stěny a skupiny pevnosti, stejného typu a verze a musí k ní být připojen jediný dokument osvědčující, že jejich kvalita odpovídá požadavkům normy a obsahující:
Jméno výrobce;
Jmenovitý průměr trubky a tloušťka stěny v milimetrech, délka trubky v metrech;
Typ potrubí;
Pevnostní skupina, tepelné číslo, hmotnostní podíl síry a fosforu pro všechna tepla obsažená v dávce;
Čísla potrubí (od - do pro každé teplo);
Výsledky testů;
Standardní označení.
Kontrola vzhled, velikost vad a geometrické rozměry a parametry musí být podrobeny každé trubce ze šarže.
Hmotnostní podíl síry a fosforu se musí kontrolovat z každé tavby. U trubek vyrobených z kovu jiného podniku musí být hmotnostní podíl síry a fosforu certifikován dokladem o kvalitě výrobce kovu.
Pro kontrolu mechanických vlastností kovu se z každého tepla odebere jedna trubka každé velikosti.
Pro kontrolu zploštění se z každého ohřevu odebere jedna trubka.
Každá trubka musí být podrobena zkoušce těsnosti vnitřním hydraulickým tlakem.
Pokud jsou alespoň u jednoho z indikátorů získány nevyhovující výsledky zkoušek, provádějí se na něm opakované zkoušky na dvojitém vzorku ze stejné šarže. Výsledky opakovaného testu platí pro celou šarži.
1.2.4 Zkušební metody
Kontrola vnějšího a vnitřního povrchu trubek a spojek se provádí vizuálně.
Hloubku defektů je třeba zkontrolovat pilováním nebo jiným způsobem na jednom až třech místech.
Kontrola geometrických rozměrů a parametrů potrubí a spojek by měla být prováděna pomocí univerzálních měřicích přístrojů popř speciální zařízení, zajišťující potřebnou přesnost měření, v souladu s technickou dokumentací schválenou předepsaným způsobem.
Ohyb v koncových částech trubky je určen na základě velikosti vychylovací šipky a vypočítá se jako podíl dělení vychylovací šipky v milimetrech vzdáleností od místa - měření k nejbližšímu konci trubky v metrů.
Testování trubek podle hmotnosti by mělo být provedeno na speciální prostředky pro vážení s přesností, která splňuje požadavky této normy.
Zkouška tahem musí být provedena podle DIN 50 140 na krátkých podélných vzorcích.
Pro kontrolu mechanických vlastností kovu se z každé vybrané trubky odřízne jeden vzorek. Vzorky se odříznou podél obou konců trubky způsobem, který nezpůsobí změny ve struktuře a mechanických vlastnostech kovu. Je dovoleno narovnat konce vzorku, který má být sevřen svorkami zkušebního stroje.
Doba trvání hydraulické tlakové zkoušky musí být alespoň 10 sekund. Během zkoušky nesmí být zjištěny žádné netěsnosti ve stěně potrubí.
1.2.5 Značení, balení, doprava a skladování
Označení potrubí by mělo být provedeno v následujícím objemu:
Každá trubka ve vzdálenosti 0,4-0,6 m od jejího konce musí být zřetelně označena nárazem nebo rýhováním:
Číslo potrubí;
obchodní značka výrobce;
Měsíc a rok vydání.
Místo označení je vhodné zakroužkovat nebo podtrhnout stabilní světlou barvou.
Výška značek by měla být 5-8 mm.
Při mechanickém způsobu označování potrubí je povoleno jej uspořádat v jedné řadě. Na každé potrubí je povoleno označit tepelné číslo.
Vedle označení rázem nebo vroubkováním musí být každá trubka označena stabilní světlou barvou:
Jmenovitý průměr trubky v milimetrech;
Tloušťka stěny v milimetrech;
Typ provedení;
Název nebo ochranná známka výrobce.
Výška značek by měla být 20-50 mm.
Všechny značky musí být umístěny podél tvořící přímky potrubí. Je povoleno aplikovat značkovací znaky kolmo na tvořící čáru metodou vroubkování.
Při nakládce do jednoho vozu by měly být trubky pouze jedné šarže. Trubky se přepravují v obalech, pevně svázaných minimálně na dvou místech. Hmotnost balíku by neměla přesáhnout 5 tun a na žádost spotřebitele - 3 tuny. Přeprava balíků trubek různých šarží v jednom voze je povolena za předpokladu, že jsou odděleny.
2. TECHNOLOGIE A ZAŘÍZENÍ PRO VÝROBU POTRUBÍ
2.1 Popis hlavního vybavení prodejny T-3
2.1.1 Popis a stručná technická charakteristika krokové nístějové pece (PSHP)
Kráčející nístějová pec dílny T-3 je určena pro ohřev kruhových sochorů o průměru 90...120 mm, délce 3...10 m z uhlíkových, nízkolegovaných a nerezových ocelí před proražením na TPA. -80.
Pec se nachází v prodejně T-3 ve druhém patře v polích A a B.
Projekt pece provedl Gipromez z města Sverdlovsk v roce 1984. Uvedení do provozu bylo provedeno v roce 1986.
Pec je pevná kovová konstrukce, zevnitř obložená žáruvzdornými a tepelně izolačními materiály. Vnitřní rozměry pece: délka - 28,87 m, šířka - 10,556 m, výška - 924 a 1330 mm, výkonnostní charakteristiky pece jsou uvedeny v tabulce 2.1. Pod pecí je vyrobena ve formě pevných a pohyblivých nosníků, pomocí kterých jsou obrobky přepravovány přes pec. Nosníky jsou obloženy tepelně izolačními a žáruvzdornými materiály a orámovány speciální sadou žáruvzdorných odlitků. Nejlepší část nosníky jsou vyrobeny z mullit-korundové hmoty MK-90. Střecha pece je zavěšena z tvarovaných žáruvzdorných materiálů a je izolovaná tepelně izolační materiál. Pro údržbu a údržbu trouby technologický postup stěny jsou vybaveny pracovními okny, nakládacím oknem a kovovým vykládacím oknem. Všechna okna jsou opatřena žaluziemi. Vytápění topeniště je realizováno zemním plynem, spalovaným pomocí hořáků typu GR (radiační hořák nízký tlak) nainstalované na trezoru. Pec je rozdělena do 5 tepelných zón s 12 hořáky v každé. Spalovací vzduch přivádějí dva ventilátory VM-18A-4, z nichž jeden slouží jako záložní. Spaliny jsou odváděny přes sběrač kouře umístěný na střeše na začátku topeniště. Dále jsou spaliny vypouštěny do atmosféry soustavou komínů a kouřovodů s kovovou vložkou pomocí dvou odtahů kouře VGDN-19. Pro ohřev vzduchu přiváděného ke spalování je na komíně instalován smyčkový dvoucestný trubkový 6dílný smyčkový výměník tepla (CP-250). Pro úplnější využití tepla odpadních plynů je systém odvodu kouře vybaven jednokomorovou trnovou topnou pecí (PPO).
Vypouštění ohřátého obrobku z pece se provádí pomocí vnitřního vodou chlazeného válečkového stolu, jehož válečky mají žáruvzdornou trysku.
Trouba je vybavena průmyslovým televizním systémem. Mezi ovládacími panely a panelem přístrojů je zajištěna hlasitá komunikace.
Pec je vybavena systémy pro automatické řízení tepelného režimu, automatickou bezpečností, jednotkami pro sledování provozních parametrů a signalizaci odchylek od normy. Následující parametry podléhají automatické regulaci:
Teplota pece v každé zóně;
Poměr plynu a vzduchu podle zón;
Tlak plynu před pecí;
Tlak v pracovním prostoru pece.
Kromě automatických režimů je k dispozici vzdálený režim. Automatický řídicí systém zahrnuje:
Teplota pece podle zón;
Teplota přes šířku pece v každé zóně;
Teplota plynů opouštějících pec;
Teplota vzduchu za výměníkem tepla podle zón;
Teplota spalin před výměníkem;
Teplota kouře před odsávačem kouře;
Spotřeba zemního plynu pro pec;
Spotřeba vzduchu pro pec;
Vakuum v prase před odsávačem kouře;
Tlak plynu ve společném potrubí;
Tlak plynu a vzduchu v zónových kolektorech;
Tlak v peci.
Pec je vybavena odpojením zemního plynu se světelnou a zvukovou signalizací v případě poklesu tlaku plynu a vzduchu v zónových kolektorech.
Tabulka 2.1 - Provozní parametry pece
| Spotřeba zemního plynu pro pec (maximálně) nm 3 / hod | 5200 |
| 1 zóna | 1560 |
| 2 zóna | 1560 |
| 3 zóna | 1040 |
| 4 zóna | 520 |
| 5 zóna | 520 |
| Tlak zemního plynu (maximum), kPa před | |
| trouba | 10 |
| hořák | 4 |
| Spotřeba vzduchu pro pec (maximálně) nm 3 / hod | 52000 |
| Tlak vzduchu (maximum), kPa před | |
| trouba | 13,5 |
| hořák | 8 |
| Tlak pod kopulí, Pa | 20 |
| Teplota ohřevu kovu, °С (maximum) | 1200...1270 |
| Chemické složení zplodin hoření ve 4. zóně, % | |
| CO 2 | 10,2 |
| asi 2 | 3,0 |
| TAK | 0 |
| Teplota spalin před výměníkem, °C | 560 |
| Teplota ohřevu vzduchu ve výměníku, °C | Až 400 |
| Rychlost vydávání přířezů, sec | 23,7...48 |
| Kapacita pece, t/h | 10,6... 80 |
Nouzový zvukový alarm se také spustí, když:
Zvýšení teploty ve 4. a 5. zóně (t cp = 1400°C);
Rostoucí teplota spaliny před výměníkem tepla (t s p = 850°С);
Zvýšení teploty spalin před odtahem kouře (t cp =400°C);
Pokles tlaku chladicí vody (p cf = 0,5 atm).
2.1.2 Stručná technická charakteristika linky řezání za tepla
Linka pro stříhání obrobku za tepla je určena pro úlohu nahřáté tyče do nůžek, stříhání obrobku na požadovanou délku a vyjímání stříhaného obrobku z nůžek.
Stručný technický popis horké řezací linky je uveden v tabulce 2.2.
Vybavení linky stříhání za tepla obsahuje vlastní nůžky (provedení SKMZ) pro stříhání obrobku, pohyblivý doraz, dopravní válečkový stůl, ochrannou clonu pro ochranu zařízení před tepelným zářením z vykládacího okna PSHP. Nůžky jsou určeny pro bezodpadové řezání kovu, pokud však v důsledku jakýchkoli nouzových důvodů dojde ke vzniku zbytkového ořezu, je v jámě poblíž nůžek instalován shoz a box, který je shromažďuje. V každém případě musí být práce linky pro řezání obrobku za tepla organizována tak, aby se vyloučila tvorba odřezků.
Tabulka 2.2 - Stručné technické charakteristiky linky řezání za tepla
| Parametry řezané tyče | |
| Délka, m | 4,0…10,0 |
| Průměr, mm | 90,0…120,0 |
| Maximální hmotnost, kg | 880 |
| Délka přířezů, m | 1,3...3.0 |
| Teplota tyče, ОС | 1200 |
| Produktivita, kus/hod | 300 |
| Přepravní rychlost, m/s | 1 |
| Doraz pojezdu, mm | 2000 |
| Videoklip | |
| Průměr hlavně, mm | 250 |
| Délka hlavně, mm | 210 |
| Průměr válečku, mm | 195 |
| Rozteč válečků, mm | 500 |
| Spotřeba vody na vodou chlazený válec, m 3 / h | 1,6 |
| Spotřeba vody na vodou chlazený válec u vodou chlazených nápravových skříní, m 3 / h | 3,2 |
| Spotřeba vody na obrazovce, m 3 / h | 1,6 |
| Hladina hluku, dB, nic víc | 85 |
Po zahřátí tyče a jejím vydání prochází termostatem (pro snížení poklesu teploty po délce obrobku), dosáhne pohyblivého dorazu a je rozřezán na obrobky požadované délky. Po provedení řezu je mobilní doraz zvednut pomocí pneumatického válce, obrobek je transportován po válečkovém stole. Po přejetí přes doraz se spustí do pracovní polohy a cyklus řezání se opakuje. Pro odstranění vodního kamene zpod válečků válečkového stolu, horkých řezacích nůžek, je k dispozici odvápňovací systém, pro odstranění odřezků - skluz a přijímací box. Po opuštění válečkového stolu horké řezací linky vstupuje předvalek na přijímací válečkový stůl děrovací stolice.
2.1.3 Zařízení a technické vlastnosti hlavního a pomocného zařízení sekce děrovací stolice
Děrovací fréza je určena pro propichování masivního obrobku do dutého pouzdra. Na TPA-80 je instalována 2válcová děrovací fréza s válečky ve tvaru sudu nebo misky a vodicími linkami. Technické specifikace děrovací fréza je uvedena v tabulce 2.3.
Před děrovacím mlýnem je umístěn vodou chlazený válečkový stůl určený k příjmu obrobku z horké řezací linky a jeho přepravě do centra. Váleček se skládá ze 14 samostatně poháněných vodou chlazených válečků.
Tabulka 2.3 - Technické vlastnosti děrovací frézy
| Rozměry obrobku, který se má šít: | |
| Průměr, mm | 100…120 |
| Délka, mm | 1200…3350 |
| Velikost rukávu: | |
| Vnější průměr, mm | 98…126 |
| Tloušťka stěny, mm | 14…22 |
| Délka, mm | 1800…6400 |
| Počet otáček hlavního pohonu, ot./min | 285…400 |
| Převodový poměr klece převodovky | 3 |
| Výkon motoru, kW | 3200 |
| Úhel posuvu, ° | 0…14 |
| Valivá síla: | |
| Maximální radiální, kN | 784 |
| Maximální axiální, kN | 245 |
| Maximální točivý moment na válci, kNm | 102,9 |
| Průměr pracovního válce, mm | 800…900 |
| Přítlačný šroub: | |
| Maximální zdvih, mm | 120 |
| Rychlost pojezdu, mm/s | 2 |
Středicí nástroj je určen k vyrážení středového vybrání o průměru 20…30 mm a hloubce 15…20 mm na čelní straně ohřívaného obrobku a je pneumatickým válcem, ve kterém se nasouvá úderník s hrotem.
Po vystředění vstupuje ohřátý sochor na rošt pro jeho následný přesun do skluzu předního stolu prorážecího mlýna.
Čelní stůl děrovací stolice je navržen tak, aby přijímal ohřátý sochor valící se po roštu, vyrovnával osu sochoru s osou děrování a přidržoval jej během děrování.
Na výstupní straně mlýna jsou instalovány válečkové centralizátory trnové tyče, které tyč podepřou a vycentrují, a to jak před proražením, tak i při proražení, kdy na ni působí vysoké osové síly a je možný její podélný ohyb.
Za centralizátory se nachází stacionární přítlačný nastavovací mechanismus s otevírací hlavicí, slouží k vnímání axiálních sil působících na tyč s trnem, nastavení polohy trnu v deformační zóně a protažení pouzdra mimo děrovací frézu.
2.1.4 Uspořádání a technická charakteristika hlavního a pomocného zařízení kontinuální válcovací sekce
Kontinuální stolice je určena pro válcování hrubých trubek o průměru 92 mm a tloušťce stěny 3…8 mm. Válcování se provádí na dlouhém plovoucím trnu o délce 19,5 m. Stručné technické charakteristiky kontinuální stolice jsou uvedeny v tabulce 2.4., tabulce 2.5. převodové poměry jsou uvedeny.
Při válcování pracuje průběžná stolice následovně: objímka je dopravována válečkovým stolem za děrovací stolici na mobilní doraz a po zastavení je pomocí řetězového dopravníku přemístěna na rošt před průběžnou stolici a převalil zpět na páky dávkovače.
Tabulka 2.4 - Stručná technická charakteristika kontinuálního mlýna
| název | Hodnota | |
| Vnější průměr sacího potrubí, mm | 91,0…94,0 | |
| Tloušťka stěny hrubé trubky, mm | 3,5…8,0 | |
| Maximální délka sacího potrubí, m | 30,0 | |
| Průměr trnů kontinuální frézy, mm | 74…83 | |
| Délka trnu, m | 19,5 | |
| Průměr vlků, mm | 400 | |
| Délka hlavně, mm | 230 | |
| Průměr hrdla role, mm | 220 | |
| Vzdálenost mezi osami stojanů, mm | 850 | |
| Průběh horního přítlačného šroubu s novými válečky, mm | Nahoru | 8 |
| Dolů | 15 | |
| Průběh spodního přítlačného šroubu s novými válečky, mm | Nahoru | 20 |
| Dolů | 10 | |
| Rychlost zdvihu horní role, mm/s | 0,24 | |
| Frekvence otáček hlavních hnacích motorů, ot./min | 220…550 | |
Pokud jsou na objímce závady, operátor ji ručním zapnutím blokantu a tlačníků nasměruje do kapsy.
Při spuštěných pákách dávkovače se dobrá objímka odvaluje do žlabu, je stlačována upínacími pákami, načež se do objímky vkládá trn pomocí stavěcích válečků. Když přední konec trnu dosáhne předního okraje pouzdra, svorka se uvolní a pouzdro se pomocí tlačných válečků usadí do průběžného mlýna. Současně je rychlost otáčení tažných válců trnu a objímky nastavena tak, že v okamžiku zachycení objímky první stolicí průběžné frézy se přední konec trnu posune dopředu. o 2,5 ... 3 m.
Po válcování na průběžné stolici vstupuje hrubá trubka s trnem do vytahovače trnu, stručná technická charakteristika je uvedena v tabulce 2.6. Poté je trubka transportována válečkovým stolem do oblasti řezání zadního konce a přibližuje se k stacionární zarážce v sekci řezání zadního konce trubky, jsou uvedeny technické vlastnosti zařízení sekce POZK v tabulce 2.7. Po dosažení dorazu je trubka vyhozena šroubovým vyhazovačem na rošt před nivelačním válečkovým stolem. Dále se trubka valí po roštu na vyrovnávací válečkový stůl, přibližuje se k dorazu určujícímu délku řezu a kus po kuse se přenáší z urovnávacího válečkového stolu na rošt před výstupní válečkový stůl, přičemž během pohybu se zadní konec trubky odřízne.
Odříznutý konec trubky je přepravován dopravníkem šrotu do zásobníku šrotu umístěného mimo dílnu.
Tabulka 2.5 - Převodový poměr převodovek kontinuálního mlýna a výkon motoru
Tabulka 2.6 - Stručná technická charakteristika vytahovače trnu
Tabulka 2.7 - Stručné technické charakteristiky řezné části zadního konce trubky
2.1.5 Princip činnosti hlavního a pomocného zařízení úseku redukce a chladiče
Zařízení této sekce je určeno pro dopravu sací trubky přes indukční ohřev, válcování na redukční stolici, chlazení a další dopravu do sekce studeného řezání.
Ohřev sacího potrubí před redukční stolicí je realizován v ohřívací jednotce INZ-9000/2,4, která se skládá ze 6 topných bloků (12 induktorů) umístěných přímo před redukční stolicí. Trubky vstupují do indukčního zařízení jedno po druhém v nepřetržitém toku. V nepřítomnosti trubek z kontinuální válcovny (když je válcování zastaveno), je povoleno dodávat uložené „studené“ trubky do indukční instalace jednotlivě. Délka potrubí uvedená v instalaci by neměla přesáhnout 17,5 m.
Typ redukční stolice - 24stolicová, 3válcová se dvěma ložiskovými polohami válců a samostatným pohonem stolic.
Po válcování na redukční stolici se trubka dostává buď do rozstřikovače a chladicího stolu, nebo přímo na chladicí stůl mlýna v závislosti na požadavcích na mechanické vlastnosti hotové trubky.
Konstrukce a technické vlastnosti postřikovače, stejně jako parametry chlazení potrubí v něm, jsou obchodním tajemstvím OAO KresTrubZavod a nejsou v této práci uvedeny.
V tabulce 2.8. technické charakteristiky otopného zařízení jsou uvedeny v tabulce 2.9 - stručná technická charakteristika redukční válcovny.
Tabulka 2.8 - Stručné technické charakteristiky topného zařízení INZ-9000 / 2.4
2.1.6 Zařízení pro řezání trubek na délku
Pro řezání trubek na délky v dílně T-3 se používá dávková řezací pila Wagner typu WVC 1600R, jejíž technické vlastnosti jsou uvedeny v tabulce. 2.10. Používají se také modelové pily KV6R - technické charakteristiky v tabulce 2.11.
Tabulka 2.9 - Stručná technická charakteristika redukční válcovny
Tabulka 2.10 - Technické vlastnosti pily WVC 1600R
| Název parametru | Hodnota | |
| Průměr řezaných trubek, mm | 30…89 | |
| Šířka řezaných balíků, mm | 200…913 | |
| Tloušťka stěny řezaných trubek, mm | 2,5…9,0 | |
| Délka trubky po řezání, m | 8,0…11,0 | |
| Délka konců trubek, které mají být uříznuty | Přední, mm | 250…2500 |
| Zadní, mm | ||
| Průměr pilového kotouče, mm | 1600 | |
| Počet zubů na pilovém kotouči, ks | Segment | 456 |
| Karbid | 220 | |
| Řezná rychlost, mm/min | 10…150 | |
| Minimální průměr pilového kotouče, mm | 1560 | |
| Podpěra kotoučové pily, mm | 5…1000 | |
| Maximální pevnost v tahu trubek, N / mm 2 | 800 | |
2.1.7 Zařízení pro rovnání trubek
Trubky nařezané na délku dle objednávky se zasílají k rovnání. Rovnání se provádí na rovnačkách РВВ320х8, určených pro rovnání trubek a tyčí vyrobených z uhlíkových a nízkolegovaných ocelí za studena s počátečním zakřivením do 10 mm na 1 metr. Technické vlastnosti rovnačky RVV 320x8 jsou uvedeny v tabulce. 3.12.
Tabulka 2.11 - Technické vlastnosti pily model KV6R
| Název parametru | Hodnota |
| Šířka jednořadého balení, mm | Ne více než 855 |
| Šířka otvoru upínky obrobku, mm | 20 až 90 |
| Přejíždějte ve svislém směru upínkou obrobku, mm | Ne více než 275 |
| Zdvih podpěry pilového kotouče, mm | 650 |
| Rychlost posuvu pilového kotouče (plynule) mm/min | ne více než 800 |
| Rychlý zpětný pohyb pilového kotouče, mm/min | Ne více než 6500 |
| Řezná rychlost, m/min | 40; 15; 20; 30; 11,5; 23 |
| Upnutá délka svazku trubek na vstupní straně, mm | Minimálně 250 |
| Upínací délka svazku trubek na výtlačné straně, mm | Minimálně 200 |
| Průměr pilového kotouče, mm | 1320 |
| Počet segmentů na pilovém kotouči, ks | 36 |
| Počet zubů na segment, ks | 10 |
| Průměr zpracované trubky, mm | 20 až 90 |
Tabulka 2.12 - Technické vlastnosti rovnačky RVV 320x8
| Název parametru | Hodnota | |
| Průměr rovnaných trubek, mm | 25...120 | |
| Tloušťka stěny rovnaných trubek, mm | 1,0...8,0 | |
| Délka rovnaných trubek, m | 3,0...10,0 | |
| Mez kluzu kovu narovnaných trubek, kgf / mm 2 | Průměr 25…90 mm | Až 50 |
| Průměr 90…120 mm | až 33 | |
| Rychlost rovnání trubek, m/s | 0,6...1,0 | |
| Rozteč mezi osami válců, mm | 320 | |
| Průměr rolí v hrdle, mm | 260 | |
| Počet rolí, ks | Řizen | 4 |
| singl | 5 | |
| Úhly natočení, ° | 45°...52°21' | |
| Největší zdvih horních válců od horní hrany spodních, mm | 160 | |
| Pohon otáčení válce | typ motoru | D-812 |
| Napětí, V | 440 | |
| výkon, kWt | 70 | |
| Rychlost otáčení, ot./min | 520 | |
2.2 Stávající technologie výroby trubek na TPA-80 JSC "KresTrubZavod"
Obrobek v podobě tyčí vstupující do dílny je uložen ve vnitřním skladu. Před uvedením do výroby je podroben selektivní kontrole na speciálním stojanu a v případě potřeby opravě. Na místě přípravy sochoru byly instalovány váhy pro kontrolu hmotnosti kovu uváděného do výroby. Přířezy ze skladu jsou přiváděny elektrickým mostovým jeřábem na nakládací rošt před pecí a nakládány do ohřívací pece s kráčející nístějí v souladu s harmonogramem a rychlostí válcování.
Dodržování schématu pokládání přířezů se provádí vizuálně kovovým sazečem. Obrobek je vkládán do pece jeden po druhém prostřednictvím jednoho nebo několika kroků vodicích desek pohyblivých nosníků, v závislosti na rychlosti válcování a řezném poměru. Při změně jakosti oceli, tavby a velikosti trubky montér odděluje jakosti oceli, ohřívá následovně: při délce předvalku 5600-8000 mm se tavby oddělují posunutím prvních dvou tyčí po šířce pece; třídy oceli se oddělují posunutím prvních čtyř tyčí podél šířky pece; s délkou sochoru 9000-9800mm se při výsadbě provádí oddělování jakostí ocelí, ohřevů od sebe v intervalu 8-10 kroků, stejně jako počítání počtu vysazených v PSHP a vydaných sochorů, které jsou ovládaný kovovým ohřívačem PSHP a řezačkou pro řezání za tepla kontrolou pomocí ovládacích panelů. TPA-80; při změně velikosti (překládka válcovny) válcovaných trubek se sázení kovu v peci zastaví „5-6 kroků“ před zastavením mlýna, při zastavení pro překládku kov „ustoupí o 5-6 kroků“ zpět . Pohyb obrobků přes pec je prováděn třemi pohyblivými nosníky. Během přestávek pohybového cyklu jsou pohyblivé nosníky nastaveny na úroveň topeniště. Potřebná doba ohřevu je zajištěna měřením doby krokového cyklu. Nadměrný tlak v pracovním prostoru by měl být od 9,8 Pa do 29,4 Pa, součinitel proudění vzduchu =1,1 - 1,2.
Když se předvalky různých jakostí oceli ohřívají v peci, doba ohřevu je určena kovem s nejdelší dobou zdržení v peci. Kvalitní ohřev kovu je zajištěn rovnoměrným průchodem obrobků po celé délce pece. Ohřáté obrobky jsou dodávány na vnitřní vykládací válečkový stůl a jsou dodávány na horkou řezací linku.
Pro snížení ochlazování obrobků při prostojích je na válečkovém stole zajištěn termostat pro dopravu zahřátých obrobků ke nůžkám a také možnost vrácení (otočení na rub) neořezaného obrobku do pece a jeho nalezení v době odstávky.
Během provozu je možné horké zastavení pece. Za odstávku pece za tepla se považuje odstávka bez přerušení dodávky zemního plynu. Při horkých odstávkách jsou pohyblivé nosníky pece nastaveny na úroveň pevných. Okna stahování a nahrávání jsou zavřená. Rychlost proudění vzduchu se sníží z 1,1-1,2 na 1,0:-1,1 pomocí nastavovacího prvku "palivo-vzduch". Tlak v peci na úrovni nístěje se stává kladným. Když se mlýn zastaví: až 15 minut - teplota po zónách je nastavena na spodní hranici a kov je „ustoupen“ o dva kroky; od 15 minut do 30 minut - teplota v zónách III, IV, V se sníží o 20-40 0 С, v zónách I, II o 30-60 0 С od spodní limit; nad 30 minut - teplota ve všech zónách je snížena o 50-150 0 C oproti spodní hranici v závislosti na délce odstávky. Polotovary "ustupují" o 10 kroků zpět. Při odstávce 2 až 5 hodin je nutné uvolnit IV a V zóny pece od přířezů. Přířezy ze zón I a II se vykládají do kapsy. Vykládání kovu se provádí kovovým sazečem s PU-1. Teplota ve V a IV zóně se sníží na 1000-I050 0 C. Při odstavení na více než 5 hodin se celá pec zbaví kovu. Nárůst teploty se provádí postupně o 20-30 °C, rychlostí nárůstu teploty 1,5-2,5 °C/min. Se zvýšením doby ohřevu kovu v důsledku nízké rychlosti válcování se teplota v zónách I, II, III sníží o 60 0 C, 40 0 C, 20 0 C od spodní hranice a teplota v zónách IV, V na spodních mezích. Obecně platí, že při stabilním provozu celé jednotky je teplota rozdělena mezi zóny následovně (tabulka 2.13).
Po zahřátí vstupuje obrobek do horké řezné linie obrobku. Vybavení linky stříhání za tepla zahrnuje samotné nůžky pro stříhání obrobku, pohyblivý doraz, dopravní válečkový stůl, ochranné síto pro ochranu zařízení před tepelným zářením z vykládacího okna kráčející nístějové pece. Po zahřátí tyče a jejím vydání prochází termostatem, dosáhne pohyblivého dorazu a je rozřezán na přířezy požadované délky. Po provedení řezu je mobilní doraz zvednut pomocí pneumatického válce, obrobek je transportován po válečkovém stole. Po přejetí přes doraz se spustí do pracovní polohy a cyklus řezání pokračuje.
Tabulka 2.13 - Rozdělení teploty v peci podle zón
Měřený obrobek je přenášen válečkovým stolem za nůžkami do centra. Vycentrovaný obrobek je přemístěn vyhazovačem na rošt před děrovacím mlýnem, po kterém se odvaluje na zpoždění a po připravenosti výstupní strany je přemístěn do žlabu, který je uzavřen víkem. Pomocí tlačníku se zvednutým dorazem je obrobek usazen do deformační zóny. V deformační zóně je obrobek propíchnut na trnu drženém tyčí. Tyč se opírá o sklo přítlačné hlavy přítlačného nastavovacího mechanismu, jehož otevření neumožňuje zámek. Podélnému ohybu tyče od axiálních sil vznikajících při válcování zabraňují uzavřené centralizátory, jejichž osy jsou rovnoběžné s osou tyče.
V pracovní poloze jsou válečky přiváděny kolem tyče pneumatickým válcem přes soustavu pák. Jak se přední konec objímky přibližuje, válečky centralizátoru se postupně oddělují. Po ukončení propichování obrobku se pneumatickým válcem redukují první válečky, které posunou pouzdro z válců tak, aby bylo možné zachytit zachycovač tyče pákami zachycovače tyče, poté se složí zámek a přední hlava, dávkovací válečky se spojí a pouzdro se zvýšenou rychlostí vysouvá zvýšenou rychlostí přítlačnou hlavou na válečkový stůl za děrovacím mlýnem.
Po lemování je pouzdro přepraveno po válečkovém dopravníku k mobilní zastávce. Dále je pouzdro posouváno řetězovým dopravníkem na vstupní stranu kontinuálního mlýna. Za dopravníkem se manžeta odvaluje po šikmém roštu k dávkovači, který přidržuje manžetu před vstupní stranou kontinuálního mlýna. Pod vodítky šikmé mřížky je kapsa pro sběr vadných nábojů. Ze šikmého roštu se manžeta spouští do žlabu průběžného mlýna se svěrkami. V tomto okamžiku se pomocí jednoho páru třecích válečků vloží do pouzdra dlouhý trn. Když přední konec trnu dosáhne předního konce objímky, uvolní se svorka objímky, na objímku se nasunou dva páry tažných válečků a objímka s trnem se usadí do průběžné frézy. Zároveň je rychlost otáčení tažných válců trnu a tažných válců objímky vypočítána tak, že v okamžiku zachycení objímky první stolicí průběžné frézy dojde k výsuvu objímky. trnu od pouzdra je 2,5-3,0 m. V tomto ohledu by lineární rychlost tažných válečků trnů měla být 2,25-2,5krát vyšší lineární rychlost válečky pro stahování rukávů.
Válcované trubky s trny jsou střídavě přenášeny do osy jednoho z trnů. Hlava trnu prochází pevným zbytkem vytahovače a je zachycena vložkou chapadla a trubka do pevného opěrného prstence. Při pohybu řetězu opouští trn trubku a vstupuje na řetězový dopravník, který jej přenáší na dvojitý válečkový stůl, který dopravuje trny z obou extraktorů do chladicí lázně.
Po sejmutí trnu se průtahová trubka dostává do pil pro ořezávání zadního rozcuchaného konce.
Po indukčním ohřevu jsou trubky vedeny do redukčního mlýna s dvaceti čtyřmi tříválcovými stolicemi. V redukční stolici je počet pracovních stolic stanoven v závislosti na rozměrech válcovaných trubek (od 9 do 24 stolic), stolice jsou vyloučeny od 22 ve směru klesajícího počtu stolic. Stánky 23 a 24 se účastní všech průběžných programů.
Během válcování jsou válce průběžně chlazeny vodou. Při pohybu potrubí podél chladicího stolu by každý článek neměl obsahovat více než jednu trubku. Při válcování za tepla opracovaných trubek určených pro výrobu trubkových trubek pevnostní skupiny "K" z oceli jakosti 37G2S se za redukční válcovnou provádí urychlené řízené chlazení trubek ve sprejích.
Rychlost potrubí procházejícího postřikovačem musí být stabilizována s rychlostí redukčního mlýna. Kontrolu nad stabilizací otáček provádí obsluha v souladu s návodem k obsluze.
Po redukci vstupují trubky do stojanového chladicího stolu s kráčejícími nosníky, kde jsou ochlazovány.
U chladicího stolu se trubky shromažďují v jednovrstvých pytlích pro ořezávání konců a řezání na délku na studených pilách.
Hotové trubky jsou dodávány na kontrolní stůl QCD, po kontrole jsou trubky sváženy do balíků a odesílány do skladu hotových výrobků.
2.3 Odůvodnění rozhodnutí o návrhu
V případě kusové redukce trubek s tahem na PPC dochází k výraznému podélnému rozdílu v tloušťce stěny konců trubek. Důvodem koncového rozdílu tloušťky stěn trubek je nestabilita osových tahů v nestacionárních deformačních režimech při plnění a uvolňování pracovních stolic mlýna kovem. Koncové úseky jsou redukovány za podmínek výrazně nižších podélných tahových napětí než hlavní (střední) část trubky. Nárůst tloušťky stěny na koncových částech, překračující povolené odchylky, vyžaduje oříznutí významné části hotové trubky
Normy pro oříznutí konců redukovaných trubek pro TPA-80 JSC "KresTrubZavod" jsou uvedeny v tabulce. 2.14.
Tabulka 2.14 - Normy pro řezání konců trubek na TPA-80 JSC "KresTrubZavod"
2.4 Odůvodnění rozhodnutí o návrhu
V případě kusové redukce trubek s tahem na PPC dochází k výraznému podélnému rozdílu v tloušťce stěny konců trubek. Důvodem koncového rozdílu tloušťky stěn trubek je nestabilita osových tahů v nestacionárních deformačních režimech při plnění a uvolňování pracovních stolic mlýna kovem. Koncové úseky jsou redukovány za podmínek výrazně nižších podélných tahových napětí než hlavní (střední) část trubky. Nárůst tloušťky stěny na koncových úsecích, který překračuje povolené odchylky, vyžaduje oříznutí významné části hotové trubky.
Normy pro oříznutí konců redukovaných trubek pro TPA-80 JSC "KresTrubZavod" jsou uvedeny v tabulce. 2.15.
Tabulka 2.15 - Normy pro řezání konců trubek na TPA-80 JSC "KresTrubZavod"
kde PC je přední zesílený konec trubky; ZK - zadní zesílený konec trubky.
Přibližně roční ztráta kovu v zesílených koncích trubek v obchodě T-3 JSC "KresTrubZavod" je 3000 tun. Se snížením délky a hmotnosti řezaných zesílených konců trubek o 25% bude roční nárůst zisku asi 20 milionů rublů. Navíc dojde k úspoře nákladů na stohovací pilové kotouče, elektřinu atd.
Při výrobě konverzního sochoru pro tažírny je navíc možné snížit podélný rozdíl v tloušťce stěny trubek a ušetřený kov snížením podélného rozdílu v tloušťce stěny lze využít k dalšímu zvýšení objemu výroby. trubek válcovaných za tepla a za studena.
3. VÝVOJ ALGORITMŮ PRO ŘÍZENÍ REDUKČNÍHO MLÝNU TPA-80
3.1 Stav problému
Stroje na kontinuální válcování trubek jsou nejslibnějšími vysoce výkonnými závody na výrobu bezešvých trubek odpovídajícího sortimentu válcovaných za tepla.
Složení jednotek zahrnuje děrovací, průběžný trn a redukční protahovací frézy. Kontinuita technologického procesu, automatizace všech přepravních operací, velká délka válcovaných trubek zajišťuje vysokou produktivitu, dobrá kvalita trubek z hlediska povrchu a geometrických rozměrů
V posledních desetiletích pokračuje intenzivní rozvoj výroby trubek kontinuálním válcováním: vybudování a uvedení do provozu (v Itálii, Francii, USA, Argentině), rekonstruované (v Japonsku) kontinuální válcovny, dodávky zařízení pro nové provozy (v Číně), vyvinuty a projekty na výstavbu dílen byly realizovány (ve Francii, Kanadě, USA, Japonsku, Mexiku).
Ve srovnání s jednotkami zprovozněnými v 60. letech mají nové válcovny značné rozdíly: vyrábějí především trubkové zboží pro naftový průmysl, proto se v dílnách staví velké sekce pro konečnou úpravu těchto trub včetně zařízení na jejich pěchování. řezání trubek, výroba spojek atd.; rozsah velikostí trubek se výrazně rozšířil: maximální průměr se zvýšil ze 168 na 340 mm, tloušťka stěny - z 16 na 30 mm, což bylo možné díky vývoji procesu válcování na dlouhém trnu pohybujícím se nastavitelnou rychlostí místo plovoucího na kontinuálních mlýnech. Nové jednotky na válcování trubek využívají plynule odlévané sochory (hranaté a kulaté), což zajistilo výrazné zlepšení technické a ekonomické náročnosti jejich práce.
Prstencové pece (TPA 48-340, Itálie) jsou stále široce používány k ohřevu sochorů, spolu s tím se používají pece s krokovou nístějí (TPA 27-127, Francie, TPA 33-194, Japonsko). Ve všech případech je vysoká produktivita moderní jednotky zajištěna instalací jedné pece o velké jednotkové kapacitě (výkon až 250 t/h). Krokové pece se používají k ohřevu trubek před redukcí (kalibrací).
Hlavní válcovnou pro výrobu pouzder je i nadále dvouválcová šneková válcovna, jejíž konstrukce se zdokonaluje např. výměnou pevných pravítek za poháněné vodicí kotouče. V případě použití čtvercových předvalků předchází šnekové válcovně v technické lince buď lisovací válcovací stolice (TPA 48-340 v Itálii, TPA 33-194 v Japonsku) nebo hranová kalibrační stolice a hluboké centrování lis (TPA 60-245, Francie).
Jedním z hlavních směrů dalšího rozvoje metody kontinuálního válcování je použití trnů, které se při procesu válcování pohybují řízenou rychlostí, namísto plovoucích. Pomocí speciálního mechanismu, který vyvine přídržnou sílu 1600-3500 kN, se trn nastaví na určitou rychlost (0,3-2,0 m/s), která se udržuje buď do úplného vyjmutí trubky z trnu při válcování (zadržený trn ), nebo do určitého okamžiku, od kterého se reference pohybuje jako plovoucí (částečně držený trn). Každá z těchto metod může být použita při výrobě trubek určitého průměru. Takže u trubek malého průměru je hlavní metodou válcování na plovoucím trnu, středním (do 200 mm) - na částečně drženém, velkém (do 340 mm a více) - na drženém.
Použití na kontinuálních frézách trnů pohybujících se nastavitelnou rychlostí (držených, částečně držených) namísto plovoucích poskytuje výrazné rozšíření sortimentu, zvětšení délky trubek a zvýšení jejich přesnosti. Zajímavá jsou individuální konstruktivní řešení; například použití tyče prorážecího mlýna jako částečně zadrženého trnu kontinuálního mlýna (TPA 27-127, Francie), vkládání trnu do pouzdra mimo stanici (TPA 33-194, Japonsko).
Nové jednotky jsou vybaveny moderními redukčními a kalibrovacími mlýny, přičemž jeden z těchto mlýnů je nejčastěji využíván. Chladicí stoly jsou navrženy pro uložení trubek po redukci bez předchozího řezání.
Při posuzování současného obecného stavu automatizace válcoven trubek lze zaznamenat následující vlastnosti.
Přepravní operace spojené s pohybem válcovaných výrobků a nástrojů přes jednotku jsou plně automatizovány pomocí tradičních místních (převážně bezkontaktních) automatizačních zařízení. Na základě takových zařízení bylo možné zavést vysoce výkonné jednotky s kontinuálním a diskrétně kontinuálním technologickým procesem.
Ve skutečnosti jsou technologické procesy a dokonce i jednotlivé operace na válcovnách trubek zatím zjevně nedostatečně automatizovány a v této části je jejich automatizace znatelně horší než např. v oblasti válcoven kontinuálních plechů. Jestliže se použití řídicích počítačů (CCM) pro lisovny plechů stalo prakticky široce uznávanou normou, pak jsou příklady pro válcovny trubek v Rusku stále vzácné, ačkoli v současnosti se vývoj a implementace systémů řízení procesů a automatizovaných řídicích systémů staly normou. do zahraničí. Na řadě potrubních závodů u nás jsou zatím především ukázky průmyslové implementace jednotlivých subsystémů automatizovaného řízení procesů pomocí specializovaných zařízení vyrobených pomocí prvků polovodičové logiky a výpočetní techniky.
Tento stav je způsoben především dvěma faktory. Na jedné straně byly donedávna požadavky na kvalitu a především na rozměrovou stálost trubek uspokojovány poměrně jednoduchými prostředky (zejména racionálními návrhy mlýnských zařízení). Tyto podmínky nestimulovaly dokonalejší a samozřejmě komplexnější vývoj, například pomocí relativně drahých a ne vždy dostatečně spolehlivých CCM. Na druhou stranu použití speciálních nestandardních technické prostředky Automatizace byla možná pouze pro jednodušší a méně efektivní úkoly, přičemž vyžadovala značný čas a peníze na vývoj a výrobu, což nepřispělo k pokroku v uvažované oblasti.
Rostoucí moderní požadavky na výrobu trubek, včetně kvality trubek, však nelze uspokojit tradičními řešeními. Navíc, jak ukazuje praxe, značná část snah o splnění těchto požadavků připadá na automatizaci a v současnosti je nutné tyto režimy při válcování trubek automaticky měnit.
Moderní pokroky v oblasti řízení elektrických pohonů a různých technických prostředků automatizace, především v oblasti minipočítačů a mikroprocesorové techniky, umožňují radikálně zlepšit automatizaci válcoven a celků, překonat různá výrobní a ekonomická omezení.
Využívání moderních technických prostředků automatizace s sebou nese současné zvyšování požadavků na správnost zadávání úkolů a volbu způsobů jejich řešení a zejména na volbu nejúčinnějších způsobů ovlivňování technologických procesů. usnadněno analýzou stávajících nejúčinnějších technických řešení pro automatizaci válcoven trubek.
Studie kontinuálních válcovacích jednotek jako objektů automatizace ukazují, že existují značné rezervy pro další zlepšování jejich technických a ekonomických ukazatelů automatizací technologického procesu válcování trubek na těchto jednotkách.
Při válcování v průběžné stolici na dlouhém plovoucím trnu se také vyvolá koncový podélný rozdíl v tloušťce stěny. Tloušťka stěny zadních konců sacích trubek je větší než střední o 0,2-0,3 mm. Délka zadního konce se zesílenou stěnou se rovná 2-3 mezilehlým mezerám. Zesílení stěny je doprovázeno zvětšením průměru v oblasti oddělené jednou mezistojánkovou mezerou od zadního konce trubky. Vlivem přechodových podmínek je tloušťka stěny předních konců o 0,05-0,1 mm menší než středních.Při válcování s tahem také zesilují stěny předních konců trubek. Podélné kolísání tloušťky hrubých trubek je zachováno při následné redukci a vede ke zvětšení délky zadních odříznutých zesílených konců hotových trubek.
Při válcování v redukčních protahovacích stolicích dochází ke ztluštění stěny konců trubek v důsledku poklesu napětí ve srovnání s ustáleným stavem, ke kterému dochází pouze při zaplnění 3-4 stolic stolice. Konce trubek se stěnou zesílenou nad toleranci jsou odříznuty a kovový odpad s tím spojený určuje hlavní podíl na celkovém koeficientu spotřeby na jednotce.
Obecná povaha podélných změn trubek po kontinuálním mlýnu se téměř úplně přenese na hotové trubky. To potvrzují výsledky válcování trubek o rozměrech 109 x 4,07 - 60 mm při pěti režimech tahu na redukční stolici zařízení YuTZ 30-102. Během experimentu bylo pro každý rychlostní režim vybráno 10 trubek, jejichž koncové části byly rozřezány na 10 dílů o délce 250 mm a od středu byly vyříznuty tři odbočné trubky umístěné ve vzdálenosti 10, 20 a 30 m od přední konec. Po změření tloušťky stěny na přístroji, rozluštění diagramů rozdílu tloušťky a zprůměrování dat byly vyneseny grafické závislosti znázorněné na Obr. 54 .
Uvedené složky celkové tloušťky stěny trubek tak mají významný vliv na technickou a ekonomickou výkonnost kontinuálních jednotek, jsou spojeny s fyzikálními vlastnostmi válcovacích procesů v kontinuálních a redukčních stolicích a lze je eliminovat nebo výrazně snížit pouze speciální automatické systémy, které mění nastavení mlýna v procesu.válcování trubek. Přirozená povaha těchto složek rozdílu v tloušťce stěn umožňuje využít princip programového řízení v základu takových systémů.
Existují další technická řešení problému snižování koncového odpadu při redukci pomocí automatických řídicích systémů pro proces válcování trubek v redukční stolici s individuálním pohonem stolic (Německé patenty č. 1602181 a Velká Británie 1274698). Vlivem změny rychlosti válců při válcování předního a zadního konce trubek vznikají dodatečné tažné síly, což vede ke snížení koncového podélného rozdílu tloušťky stěny. Existují důkazy, že takové systémy programové korekce otáček hlavních pohonů redukční válcovny pracují na sedmi zahraničních válcovnách trubek, včetně dvou jednotek s průběžnými válcovnami v Mülheimu (Německo). Jednotky dodala společnost Mannesmann (Německo).
Druhá jednotka byla spuštěna v roce 1972 a její součástí je 28stolicová redukční stolice s jednotlivými pohony, vybavená systémem korekce rychlosti. Změny rychlosti při průchodu konců potrubí se provádějí v prvních deseti stolicích v krocích jako přírůstky k hodnotě provozní rychlosti. Maximální změna otáček probíhá na stojanu č. 1, minimální - na stojanu č. 10. Jako snímače polohy konců trubky ve mlýně se používají fotorelé, která dávají příkazy ke změně otáček. V souladu s přijatým schématem korekce rychlosti jsou jednotlivé pohony prvních deseti stojanů dodávány podle antiparalelního reverzního schématu, následné stojany - podle nereverzního schématu. Je třeba poznamenat, že korekce otáček pohonů redukčního mlýna umožňuje zvýšit výnos na jednotce o 2,5 % se smíšeným výrobním programem. S rostoucím stupněm zmenšení průměru se tento efekt zvyšuje.
Podobné informace jsou o vybavení 28stolicové redukční stolice ve Španělsku systémem korekce rychlosti. Změny rychlosti se provádějí na prvních 12 stanovištích. V tomto ohledu jsou také poskytnuta různá schémata napájení.
Je třeba poznamenat, že vybavení redukčních stolic jako součásti kontinuálních válcovacích jednotek systémem korekce rychlosti zcela neřeší problém snižování koncového odpadu při redukci. Účinnost takových systémů by se měla snižovat s klesajícím stupněm zmenšování průměru.
Programové systémy řízení procesů se nejsnáze implementují a mají velký ekonomický efekt. S jejich pomocí je však možné zlepšit přesnost rozměrů potrubí pouze snížením jedné z jeho tří složek - podélného rozdílu v tloušťce stěny. Studie ukazují, že hlavní měrná hmotnost v celkovém kolísání tloušťky stěn hotových trubek (asi 50 %) připadá na rozdíl tloušťky příčných stěn. Kolísání průměrné tloušťky stěny potrubí v dávkách je asi 20 % z celkové odchylky.
Snížení rozdílu příčných tlouštěk je v současnosti možné pouze zlepšením technologického postupu válcování trubek na válcovnách, které jsou součástí jednotky. Příklady použití automatických systémů pro tyto účely nejsou známy.
Stabilizace průměrné tloušťky stěny potrubí v dávkách je možná jak zlepšením technologie válcování, konstrukcí stojanů a elektrického pohonu, tak použitím systémů automatického řízení procesu. Snížení šíření tloušťky stěny potrubí v dávce může výrazně zvýšit produktivitu jednotek a snížit spotřebu kovu v důsledku válcování v oblasti mínusových tolerancí.
Na rozdíl od softwarových systémů musí systémy určené ke stabilizaci průměrné tloušťky stěny potrubí obsahovat senzory pro řízení geometrických rozměrů potrubí.
Jsou známy technické návrhy na vybavení redukčních mlýnů systémy pro automatickou stabilizaci tloušťky stěny trubky. Struktura systémů nezávisí na typu jednotky, která obsahuje redukční mlýn.
Řízení procesu tvoří komplex řídicích systémů pro proces válcování trubek v průběžných a redukčních stolicích, určený ke snížení koncového odpadu při redukci a zvýšení přesnosti trub snížením podélného rozdílu v tloušťce stěny a rozptylu průměrných tlouštěk stěn. systém jednotky.
Využití počítačů pro řízení výroby a automatizaci technologického procesu válcování trubek bylo poprvé realizováno na kontinuální válcovně trubek 26-114 v Mulheimu.
Jednotka je určena pro válcování trubek o průměru 26-114 mm, tloušťce stěny 2,6-12,5 mm. Jednotka obsahuje prstencovou pec, dva děrovací mlýny, 9ti stolicový průběžný mlýn a 24stolicový redukční mlýn jednotlivě poháněné motory o výkonu 200 kW.
Druhá jednotka s kontinuálním mlýnem v Mulheimu, spuštěná v roce 1972, je vybavena výkonnějším počítačem, kterému jsou přiřazeny rozsáhlejší funkce. Jednotka je určena pro válcování trubek o průměru do 139 mm, tloušťce stěny do 20 mm a skládá se z děrovací stolice, osmistolicové průběžné stolice a dvacetiosmistolicové redukční stolice s individuálním pohonem. .
Zařízení na kontinuální válcování trubek ve Velké Británii, spuštěné v roce 1969, je také vybaveno počítačem, který slouží k plánování nakládky zařízení a jako informační systém průběžně sleduje parametry válcovaných výrobků a nástrojů. Kontrola kvality trubek a polotovarů, stejně jako přesnost nastavení mlýnů, se provádí ve všech fázích technologického procesu. Informace z každého závodu jsou odeslány do počítače ke zpracování, po kterém jsou vydány do mlýnů k provoznímu řízení.
Jedním slovem, mnoho zemí se snaží vyřešit problémy automatizace válcovacích procesů, vč. a naše. Pro vývoj matematického modelu pro řízení kontinuálních válcovacích stolic je nutné znát vliv zadaných technologických parametrů na přesnost hotových trubek, k tomu je nutné zohlednit vlastnosti kontinuálního válcování.
Znakem redukce trubek s tahem je vyšší kvalita produktu v důsledku vytvoření menšího rozdílu příčných stěn na rozdíl od válcování bez tahu a také možnost získat trubky malých průměrů. Avšak při válcování kus po kusu je na koncích trubek pozorována zvýšená podélná změna tloušťky stěny. Zesílené konce při redukci tahem se tvoří v důsledku skutečnosti, že přední a zadní konce trubky při průchodu mlýnem nejsou vystaveny plnému účinku tahu.
Napětí je charakterizováno tahovým napětím v potrubí (x). Nejúplnější charakteristikou je koeficient plastického napětí, což je poměr podélného tahového napětí trubky k odolnosti proti deformaci kovu ve stojanu.
Typicky je redukční mlýn nastaven tak, že koeficient plastického napětí ve středních stolicích je rovnoměrně rozložen. Napětí stoupá a klesá v první a poslední stojce.
Zintenzivnit proces redukce a získat tenkostěnné trubky je důležité znát maximální napětí, které lze v redukční fréze vytvořit. Maximální hodnota součinitele plastického napětí ve válcovně (z max) je omezena dvěma faktory: tažnou schopností válců a podmínkami prasknutí trubky ve válcovně. Výsledkem výzkumu bylo zjištěno, že při celkovém zmenšení trubky ve mlýně až o 50-55% je hodnota z max omezena tažnou kapacitou válců.
Obchod T-3 spolu s EF VNIPI "Tyazhpromelektroproekt" a podnikem "ASK" vytvořil základ systému ACS-TP na jednotce TPA-80. V současné době fungují tyto komponenty tohoto systému: UZN-N, UZN-R, komunikační linka ETHERNET, všechny AWP.
3.2 Výpočet pojízdného stolu
Základním principem konstrukce technologického postupu v moderních instalacích je získat trubky o stejném konstantním průměru na kontinuálním mlýnu, který umožňuje použití sochoru a manžety rovněž konstantního průměru. Získání potrubí požadovaného průměru je zajištěno redukcí. Takový systém práce velmi usnadňuje a zjednodušuje ustavování fréz, snižuje zásoby nástrojů a hlavně umožňuje udržet vysokou produktivitu celé jednotky i při válcování trubek minimálního (po zmenšení) průměru.
Válcovací stůl vypočítáme proti postupu válcování podle metody popsané v. Vnější průměr trubky po redukci je určen rozměry posledního páru válců.
D p 3 \u003d (1,010...1,015) * D o \u003d 1,01 * 33,7 \u003d 34 mm
kde D p je průměr hotové trubky po redukční fréze.
Tloušťka stěny po průběžných a redukčních frézách se musí rovnat tloušťce stěny hotové trubky, tzn. S n \u003d Sp \u003d S o \u003d 3,2 mm.
Protože po kontinuálním mlýnu vychází trubka stejného průměru, bereme D n \u003d 94 mm. V kontinuálních mlýnech kalibrace válců zajišťuje, že v posledním páru válců je vnitřní průměr trubky o 1-2 mm větší než průměr trnu, takže průměr trnu bude roven:
H \u003d d n - (1,.2) \u003d D n -2S n -2 \u003d 94-2 * 3,2-2 \u003d 85,6 mm.
Vezmeme průměr trnů rovný 85 mm.
Vnitřní průměr objímky musí zajistit volné zasunutí trnu a bere se o 5-10 mm větší než průměr trnu
d g \u003d n + (5..10) \u003d 85 + 10 \u003d 95 mm.
Přijímáme stěnu pouzdra:
Sg \u003d Sn + (11..14) \u003d 3,2 + 11,8 \u003d 15 mm.
Vnější průměr objímek je určen na základě hodnoty vnitřního průměru a tloušťky stěny:
D g \u003d d g + 2S g \u003d 95 + 2 * 15 \u003d 125 mm.
Průměr použitého obrobku D h =120 mm.
Průměr trnu děrovací stolice se volí s přihlédnutím k velikosti válcování, tzn. nárůst vnitřního průměru objímky, který je od 3 % do 7 % vnitřního průměru:
P \u003d (0,92 ... 0,97) d g \u003d 0,93 * 95 \u003d 88 mm.
Součinitele tažení pro děrovací, průběžné a redukční frézy jsou určeny vzorcem:
,
Celkový tahový poměr je:
Válcovací stůl pro trubky o rozměrech 48,3×4,0 mm a 60,3×5,0 mm byl vypočten obdobným způsobem.
Pojízdný stůl je uveden v tabulce. 3.1.
Tabulka 3.1 - Pojízdný stůl TPA-80
| Velikost hotových trubek, mm | Průměr obrobku, mm | Propichovací mlýn | Kontinuální mlýn | redukční mlýn | Celkový poměr prodloužení | ||||||||||
| Vnější průměr | tloušťka stěny | Velikost rukávu, mm | Průměr trnu, mm | Poměr tahu | Rozměry potrubí, mm | Průměr trnu, mm | Poměr tahu | Velikost trubky, mm | Počet stojanů | Poměr tahu | |||||
| Průměr | tloušťka stěny | Průměr | tloušťka stěny | Průměr | tloušťka stěny | ||||||||||
| 33,7 | 3,2 | 120 | 125 | 15 | 88 | 2,20 | 94 | 3,2 | 85 | 5,68 | 34 | 3,2 | 24 | 2,9 | 36,24 |
| 48,3 | 4,0 | 120 | 125 | 15 | 86 | 2,2 | 94 | 4,0 | 84 | 4,54 | 48,6 | 4,5 | 16 | 1,94 | 19,38 |
| 60,3 | 5,0 | 120 | 125 | 18 | 83 | 1,89 | 94 | 5,0 | 82 | 4,46 | 61,2 | 5,0 | 12 | 1,52 | 12,81 |
3.3 Výpočet kalibrace válců redukčního mlýna
Důležitá je kalibrace válců nedílná součást výpočet provozního režimu mlýna. Ta do značné míry určuje kvalitu trubek, životnost nástroje, rozložení zatížení v pracovních stojanech a pohonu.
Výpočet kalibrace válců zahrnuje:
a) rozložení dílčích deformací ve stolicích mlýna a výpočet středních průměrů ráží;
b) stanovení rozměrů ráží válců.
3.3.1 Distribuce částečného přetvoření
Podle charakteru změny dílčích deformací lze stolice redukční stolice rozdělit do tří skupin: hlavicová na začátku stolice, u které se redukce při válcování intenzivně zvětšují; kalibrační (na konci mlýna), ve kterém jsou deformace redukovány na minimální hodnotu, a mezi nimi skupina stojanů (uprostřed), ve kterých jsou dílčí deformace maximální nebo se jim blíží.
Při válcování trubek v tahu se hodnoty dílčích deformací odebírají na základě stavu stability profilu trubky při hodnotě plastického tahu, která zajišťuje výrobu trubky daného rozměru.
Součinitel celkového plastového napětí lze určit podle vzorce:
,
kde jsou axiální a tangenciální deformace brány v logaritmické formě; T je hodnota určená v případě tříválcové ráže vzorcem
T= 
,
kde (S/D) cp je průměrný poměr tloušťky stěny k průměru za dobu deformace trubky ve válcovně; k-faktor zohledňující změnu stupně tloušťky trubky.
,
,
kde m je hodnota celkové deformace trubky podél průměru.
.
,
.
Hodnota kritického dílčího snížení při takovém koeficientu plastického napětí dle , může dosáhnout 6 % na druhém porostu, 7,5 % na třetím porostu a 10 % na čtvrtém porostu. V první kleci se doporučuje odběr v rozmezí 2,5-3%. Pro zajištění stabilního uchopení je však míra stlačení obecně snížena.
V předdokončovacích a dokončovacích stolicích mlýna se redukce také snižuje, ale pro snížení zatížení válců a zlepšení přesnosti hotových trubek. V posledním porostu dimenzovací skupiny se redukce rovná nule, předposlední - až 0,2 od redukce v posledním porostu střední skupiny.
Ve střední skupině porostů se nacvičuje rovnoměrné a nerovnoměrné rozložení dílčích deformací. Při rovnoměrném rozložení komprese ve všech porostech této skupiny se předpokládá, že jsou konstantní. Nerovnoměrné rozložení dílčích deformací může mít několik variant a může být charakterizováno následujícími vzory:
komprese ve střední skupině je úměrně snížena od prvních stojanů až po poslední - spádový režim;
v prvních několika porostech střední skupiny jsou dílčí deformace redukovány, zatímco zbytek je ponechán konstantní;
komprese ve střední skupině je nejprve zvýšena a poté snížena;
v prvních několika porostech střední skupiny jsou dílčí deformace ponechány konstantní a ve zbytku jsou redukovány.
S klesajícími deformačními režimy ve střední skupině stolic se zmenšují rozdíly ve velikosti válcovacího výkonu a zatížení pohonu, způsobené zvýšením odporu proti deformaci kovu při válcování, v důsledku poklesu jeho teploty. a zvýšení rychlosti deformace. Má se za to, že snížení redukce směrem ke konci mlýna také zlepšuje kvalitu vnějšího povrchu trubek a snižuje variace příčných stěn.
Při výpočtu kalibrace válců předpokládáme rovnoměrné rozložení redukcí.
Hodnoty dílčích deformací ve stolicích mlýna jsou uvedeny na obr. 3.1.
Distribuce krimpování
Na základě přijatých hodnot dílčích deformací lze podle vzorce vypočítat střední průměry ráží
.
Pro první stolici mlýna (i=1) d i -1 =D 0 =94 mm, pak
mm.
Vypočteno podle tohoto vzorce, průměrné průměry ráží jsou uvedeny v příloze 1.
3.3.2 Stanovení rozchodů
Podoba ráží tříválcových mlýnů je znázorněna na Obr. 3.2.
Oválný průchod se získá jeho obrysem s poloměrem r se středem posunutým vzhledem k ose válcování o excentricitu e.
Kalibrová forma
Hodnoty poloměrů a excentricity ráží jsou určeny šířkou a výškou ráží podle vzorců:
Pro určení rozměrů ráže je nutné znát hodnoty jeho poloos a a b a pro jejich určení hodnotu ovality ráže
K určení ovality kalibru můžete použít vzorec:
Exponent q charakterizuje možnou hodnotu rozšíření v ráži. Při redukci na tříválcových stolicích se bere q = 1,2.
Hodnoty poloos ráže jsou určeny závislostmi:
kde f je korekční faktor, který lze vypočítat pomocí přibližného vzorce
Rozměry ráže vypočítáme podle výše uvedených vzorců pro první stojan.
U zbývajících stojanů se výpočet provádí obdobným způsobem.
V současné době se drážky válců provádějí po instalaci válců v pracovní stolici. Vyvrtávání se provádí na speciálních strojích s kruhovou frézou. Schéma vyvrtávání je znázorněno na Obr. 3.3.
Rýže. 3.3 - Vzor vývrtu ráže
Pro získání ráže s danými hodnotami a a b je nutné určit průměr frézy Df a její posunutí vzhledem k rovině os válců (parametr X). Df a X jsou určeny následujícími matematicky přesnými vzorci:
Pro tříválcové mlýny je úhel a 60° Di je ideální průměr válce, Di=330mm.
Hodnoty vypočítané podle výše uvedených vzorců jsou shrnuty v tabulce. 3.2.
Tabulka 3.2 - Kalibrace válců
| Číslo stojanu | d, mm | m,% | a, mm | b, mm | r, mm | e, mm | Df, mm | X, mm |
| 1 | 91,17 | 2,0 | 45,60 | 45,50 | 45,80 | 0,37 | 91,50 | 8,11 |
| 2 | 87,07 | 4,5 | 43,60 | 43,40 | 43,80 | 0,35 | 87,40 | 8,00 |
| 3 | 82,71 | 5,0 | 41,40 | 41,20 | 41,60 | 0,33 | 83,00 | 7,87 |
| 4 | 78,58 | 5,0 | 39,30 | 39,20 | 39,50 | 0,32 | 78,80 | 7,73 |
| 5 | 74,65 | 5,0 | 37,40 | 37,20 | 37,50 | 0,3 | 74,90 | 7,59 |
| 6 | 70,92 | 5,0 | 35,50 | 35,40 | 35,70 | 0,28 | 71,20 | 7,45 |
| 7 | 67,37 | 5,0 | 33,70 | 33,60 | 33,90 | 0,27 | 67,60 | 7,32 |
| 8 | 64,00 | 5,0 | 32,00 | 31,90 | 32,20 | 0,26 | 64,20 | 7,18 |
| 9 | 60,80 | 5,0 | 30,40 | 30,30 | 30,60 | 0,24 | 61,00 | 7,04 |
| 10 | 57,76 | 5,0 | 28,90 | 28,80 | 29,00 | 0,23 | 58,00 | 6,90 |
| 11 | 54,87 | 5,0 | 27,50 | 27,40 | 27,60 | 0,22 | 55,10 | 6,76 |
| 12 | 52,13 | 5,0 | 26,10 | 26,00 | 26,20 | 0,21 | 52,30 | 6,62 |
| 13 | 49,52 | 5,0 | 24,80 | 24,70 | 24,90 | 0,2 | 49,70 | 6,48 |
| 14 | 47,05 | 5,0 | 23,60 | 23,50 | 23,70 | 0,19 | 47,20 | 6,35 |
| 15 | 44,70 | 5,0 | 22,40 | 22,30 | 22,50 | 0,18 | 44,80 | 6,21 |
| 16 | 42,46 | 5,0, | 21,30 | 21,20 | 21,30 | 0,17 | 42,60 | 6,08 |
| 17 | 40,34 | 5,0 | 20,20 | 20,10 | 20,30 | 0,16 | 40,50 | 5,94 |
| 18 | 38,32 | 5,0 | 19,20 | 19,10 | 19,30 | 0,15 | 38,50 | 5,81 |
| 19 | 36,40 | 5,0 | 18,20 | 18,10 | 18,30 | 0,15 | 36,50 | 5,69 |
| 20 | 34,77 | 4,5 | 17,40 | 17,30 | 17,50 | 0,14 | 34,90 | 5,57 |
| 21 | 34,07 | 2 | 17,10 | 17,00 | 17,10 | 0,14 | 34,20 | 5,52 |
| 22 | 34,07 | 0 | 17,10 | 17,00 | 17,10 | 0,14 | 34,20 | 5,52 |
| 23 | 34,00 | 0 | 17,00 | 17,00 | 17,00 | 0 | 34,10 | 5,52 |
| 24 | 34,00 | 0 | 17,00 | 17,00 | 17,00 | 0 | 34,10 | 5,52 |
3.4 Výpočet rychlosti
Výpočet rychlostního režimu mlýna spočívá ve stanovení počtu otáček válců a podle nich počtu otáček motorů.
Při válcování trubek s tahem je změna tloušťky stěny značně ovlivněna hodnotou plastového napětí. V tomto ohledu je v první řadě nutné určit koeficient celkového plastického napětí na mlýně - ztot, který by zajistil požadovanou stěnu. Výpočet ztot je uveden v článku 3.3.
,
kde je koeficient zohledňující vliv bezkontaktních deformačních zón:
;
l i je délka snímacího oblouku:
;
- úhel uchopení:
;
f je koeficient tření, akceptujeme f=0,5; a je počet rolí ve stojanu, a=3.
V prvním pracovním stojanu z c1 =0. V následujících stáních můžete vzít z p i -1 = z s i .
,
;
;
.
Dosazením dat pro první stojan do výše uvedených vzorců získáme:
mm;
;
;
;
; ;
mm.
Po provedení podobných výpočtů pro druhou stolici byly získány následující výsledky: z p2 = 0,42, S2 = 3,251 mm, zp3 = 0,426, S3 = 3,252 mm, zp4 = 0,446, S4 = 3,258 mm. Na tom zastavíme výpočet z p i podle výše uvedené metody, protože podmínka z n2 >z celkem je splněna.
Z podmínky úplného skluzu určíme maximální možné napětí z z v posledním deformujícím se stojanu, tzn. z s21. V tomto případě předpokládáme, že z p21 =0.
.
mm;
;
;
Tloušťka stěny před 21. tribunou, tzn. S 20, lze určit podle vzorce:
.
;
; ;
mm.
Po provedení podobných výpočtů pro 20. stanoviště byly získány následující výsledky: zz 20 = 0,357, S 19 = 3,178 mm, z z 19 = 0,396, S 18 = 3,168 mm, zz 18 = 0,416, S 17 = 3,151 17 = 0,441, S 16 \u003d 3,151 mm. Na tomto zastavíme výpočet z p i, protože je splněna podmínka z z14 >z celkem.
Vypočtené hodnoty tloušťky stěny pro stolice jsou uvedeny v tabulce. 2.20.
Pro určení počtu otáček válců je nutné znát válcovací průměry válců. K určení průměrů válcování můžete použít vzorce uvedené v:
, (2)
kde D v i je průměr válce v horní části;
.
Pokud 
, pak by měl být výpočet průměru válcování válců proveden podle rovnice (1), není-li tato podmínka splněna, je třeba použít (2).
Hodnota charakterizuje polohu neutrální čáry v případě, že je vedena rovnoběžně (půdorysně) s osou valení. Z podmínky silové rovnováhy v deformační zóně pro takové uspořádání skluzových zón
,
Při vstupní rychlosti válcování V v =1,0 m/s jsme vypočítali počet otáček válců první stolice.
ot./min
Obraty ve zbývajících porostech byly zjištěny vzorcem:
.
Výsledky výpočtu rychlostního režimu jsou uvedeny v tabulce 3.3.
Tabulka 3.3 - Výsledky výpočtu rychlostního limitu
| Číslo stojanu | S, mm | Dcat, mm | n, otáčky za minutu |
| 1 | 3,223 | 228,26 | 84,824 |
| 2 | 3,251 | 246,184 | 92,917 |
| 3 | 3,252 | 243,973 | 99,446 |
| 4 | 3,258 | 251,308 | 103,482 |
| 5 | 3,255 | 256,536 | 106,61 |
| 6 | 3,255 | 256,832 | 112,618 |
| 7 | 3,255 | 260,901 | 117,272 |
| 8 | 3,255 | 264,804 | 122,283 |
| 9 | 3,254 | 268,486 | 127,671 |
| 10 | 3,254 | 272,004 | 133,378 |
| 11 | 3,254 | 275,339 | 139,48 |
| 12 | 3,253 | 278,504 | 146,046 |
| 13 | 3,253 | 281,536 | 153,015 |
| 14 | 3,252 | 284,382 | 160,487 |
| 15 | 3,252 | 287,105 | 168,405 |
| 16 | 3,251 | 289,69 | 176,93 |
| 17 | 3,250 | 292,131 | 185,998 |
| 18 | 3,250 | 292,049 | 197,469 |
| 19 | 3,192 | 293,011 | 204,24 |
| 20 | 3,193 | 292,912 | 207,322 |
| 21 | 3,21 | 292,36 | 208,121 |
| 22 | 3,15 | 292,36 | 209 |
| 23 | 3,22 | 292,36 | 209 |
| 24 | 3,228 | 292,36 | 209 |
Podle tabulky 3.3. byl sestaven graf změn otáček válců (obr. 3.4.).
Rychlost rolování
3.5 Výkonové parametry válcování
Charakteristickým rysem procesu zmenšování ve srovnání s jinými typy podélného válcování je přítomnost významných mezistojinových pnutí. Přítomnost tahu má významný vliv na výkonové parametry válcování - tlak kovu na válce a valivé momenty.
Síla kovu na válec P je geometrickým součtem vertikálních složek R in a horizontálních složek Rg:
Vertikální složka síly kovu na válcích je určena vzorcem:
,
kde p je průměrný specifický tlak kovu na válci; l je délka deformační zóny; d je měřicí průměr; a je počet rolí ve stojanu.
Horizontální složka Р g se rovná rozdílu mezi silami předního a zadního tahu:
kde z p, z z jsou koeficienty předního a zadního plastového napětí; F p, F c - plocha průřezu předního a zadního konce trubky; s S je deformační odpor.
Pro stanovení průměrných specifických tlaků se doporučuje použít vzorec V.P. Anisiforová:
.
Valivý moment (celkem na stojan) je určen vzorcem:
.
Odolnost proti deformaci je určena vzorcem:
,
kde Т – teplota válcování, °С; H je intenzita rychlostí smykového přetvoření, 1/s; e - relativní snížení; K 1, K 2, K 3, K 4, K 5 jsou empirické koeficienty, pro ocel 10: K 1 = 0,885, K 2 = 7,79, K 3 = 0,134, K 4 = 0,164, K 5 = (–2 ,osm ).
Intenzita deformační rychlosti je určena vzorcem
kde L je stupeň smykové deformace:
t je doba deformace:
Úhlová rychlost válce se zjistí podle vzorce:
,
Výkon se zjistí podle vzorce:
V tabulce. 3.4. jsou uvedeny výsledky výpočtu výkonových parametrů válcování podle výše uvedených vzorců.
Tabulka 3.4 - Výkonové parametry válcování
| Číslo stojanu | s S, MPa | p, kN/m2 | P, kN | M, kNm | N, kW |
| 1 | 116,78 | 10,27 | 16,95 | -1,91 | -16,93 |
| 2 | 154,39 | 9,07 | 25,19 | 2,39 | 23,31 |
| 3 | 162,94 | 9,1 | 21,55 | 2,95 | 30,75 |
| 4 | 169,48 | 9,69 | 22,70 | 3,53 | 38,27 |
| 5 | 167,92 | 9,77 | 20,06 | 2,99 | 33,37 |
| 6 | 169,48 | 9,84 | 19,06 | 3,35 | 39,54 |
| 7 | 171,12 | 10,47 | 18,79 | 3,51 | 43,11 |
| 8 | 173,01 | 11,15 | 18,59 | 3,68 | 47,23 |
| 9 | 175,05 | 11,89 | 18,39 | 3,86 | 51,58 |
| 10 | 176,70 | 12,64 | 18,13 | 4,02 | 56,08 |
| 11 | 178,62 | 13,47 | 17,90 | 4,18 | 61,04 |
| 12 | 180,83 | 14,36 | 17,71 | 4,35 | 66,51 |
| 13 | 182,69 | 15,29 | 17,48 | 4,51 | 72,32 |
| 14 | 184,91 | 16,31 | 17,26 | 4,67 | 78,54 |
| 15 | 186,77 | 17,36 | 16,83 | 4,77 | 84,14 |
| 16 | 189,19 | 18,53 | 16,65 | 4,94 | 91,57 |
| 17 | 191,31 | 19,75 | 16,59 | 5,14 | 100,16 |
| 18 | 193,57 | 22,04 | 18,61 | 6,46 | 133,68 |
| 19 | 194,32 | 26,13 | 15,56 | 4,27 | 91,34 |
| 20 | 161,13 | 24,09 | 11,22 | 2,55 | 55,41 |
| 21 | 134,59 | 22,69 | 8,16 | 1,18 | 33,06 |
| 22 | 175,14 | 15,45 | 7,43 | 0,87 | 25,42 |
| 23 | 180,00 | - | - | - | - |
| 24 | 180,00 | - | - | - | - |
Podle tabulky. 3.4 jsou vyneseny grafy změn výkonových parametrů válcování po válcovacích stolicích (obr. 3.5., 3.6., 3.7.).
Změna průměrného specifického tlaku
Změna síly kovu na roli
Změna valivého momentu
3.6 Studie vlivu přechodových režimů snížení rychlosti na hodnotu podélného rozdílu tloušťky stěny koncových úseků hotových trubek
3.6.1 Popis výpočetního algoritmu
Studie byla provedena za účelem získání dat o vlivu přechodových režimů snižování rychlosti na hodnotu podélného rozdílu tloušťky stěny koncových úseků hotových trubek.
Stanovení součinitele mezilehlého napětí ze známých otáček válců, tzn. závislost Zn i =f(n i /n i -1) byla provedena podle metody řešení tzv. inverzní úlohy navržené G.I. Gulyaev, aby se získala závislost tloušťky stěny na otáčkách válců.
Podstata techniky je následující.
Ustálený proces redukce potrubí lze popsat soustavou rovnic odrážejících dodržení zákona stálosti druhých objemů a rovnováhu sil v deformační zóně:
(3.1.)
Na druhé straně, jak známo,
Dcat i =j(Zз i , Zп i , А i),
m i =y (Zз i, Zп i, B i),
kde A i a B i jsou hodnoty, které nezávisí na tahu, n i je počet otáček na i-té stolici, i je poměr tažení na i-té stolici, Dcat i je válcovací průměr role v i-té stolici, Zп i, Zz i - koeficienty předního a zadního plastového napětí.
Vzhledem k tomu, že Zз i = Zп i -1, lze soustavu rovnic (3.1.) zapsat v obecném tvaru takto:
(3.2.)
Soustavu rovnic (3.2.) s ohledem na přední a zadní součinitel plastického napětí řešíme metodou postupných aproximací.
Vezmeme-li Zz1 = 0, nastavíme hodnotu Zp1 a z první rovnice soustavy (3.2.) určíme iterací Zp 2, poté z druhé rovnice - Zp 3 atd. Vzhledem k hodnotě Zp 1 lze nalézt řešení, ve kterém Zp n = 0 .
Když známe koeficienty předního a zadního plastového napětí, určíme tloušťku stěny po každém stojanu pomocí vzorce:
(3.3.)
kde A je koeficient určený vzorcem:
;
;
z i - průměrný (ekvivalentní) koeficient plastického napětí
.
3.6.2 Výsledky studie
S využitím výsledků výpočtů kalibrace nástroje (str. 3.3.) a nastavení otáček frézy (rychlosti válců) s plynulým redukčním procesem (str. 3.4.) v softwarovém prostředí MathCAD 2001 Professional je řešení systému (3.2.) a výrazy (3.3.) za účelem stanovení změny tloušťky stěny.
Délku zesílených konců je možné zkrátit zvýšením koeficientu plastického napětí změnou otáček válců při válcování koncových úseků trubky.
V současné době je na redukční válcovně TPA-80 vytvořen řídicí systém pro vysokorychlostní režim kontinuálního beztrnového válcování. Tento systém umožňuje dynamicky upravovat rychlost odvalování stojanů PPC při válcování koncových úseků trubek podle daného lineárního vztahu. Tato regulace rychlosti válcování při válcování koncových částí trubek se nazývá „rychlostní klín“. Obraty válců během válcování koncových částí trubky se vypočítávají podle vzorce:
, (3.4.)
kde n i je rychlost válců v i-té stolici v ustáleném stavu, K i je koeficient snížení rychlosti válců v %, i je číslo stolice.
Závislost koeficientu snížení rychlosti válců v dané stolici na počtu stolic je lineární
K i \u003d (obr. 3.8.).
Závislost redukčního faktoru rolí ve stojanu na čísle stojanu.
Počáteční data pro použití tohoto režimu ovládání jsou:
Počet stojanů, ve kterých se mění nastavení rychlosti, je omezen délkou zesílených konců (3…6);
Velikost snížení rychlosti válců v první stolici mlýna je omezena možností elektrického pohonu (0,5 ... 15 %).
V této práci se pro studium vlivu nastavení rychlosti RRS na tloušťku koncové podélné stěny předpokládalo, že změna nastavení rychlosti při zmenšení předního a zadního konce trubek se provádí v prvních 6 stolicích. Studie byla provedena změnou rychlosti otáčení válců v prvních stolicích válcovny ve vztahu k ustálenému procesu válcování (změna sklonu přímky na obr. 3.8).
V důsledku modelování procesů plnění stojanů RRS a výstupu trubky z válcovny trub jsme získali závislosti tloušťky stěny předního a zadního konce trub na velikosti změny rychlosti rotace trubek. válce v prvních stolicích mlýna, které jsou znázorněny na obr. 3.9. a Obr.3.10. pro trubky o rozměru 33,7x3,2 mm. Většina optimální hodnotu„Rychlostní klín“ ve smyslu minimalizace délky koncového obložení a „zaražení“ tloušťky stěny v tolerančním poli DIN 1629 (tolerance tloušťky stěny ± 12,5 %) je K 1 =10-12 %.
Na Obr. 3.11. a Obr. 3.12. závislosti délek předních a zadních zesílených konců hotových trubek jsou dány při použití „rychlostního klínu“ (K 1 =10 %), získaného jako výsledek modelování přechodných jevů. Z výše uvedených závislostí lze vyvodit následující závěr: použití „rychlostního klínu“ dává znatelný efekt pouze při válcování trubek s průměrem menším než 60 mm a tloušťkou stěny menší než 5 mm a s větší průměru a tloušťky stěny trubky nedochází k ztenčování stěny nutné k dosažení požadavků normy.
Na Obr. 3.13., 3.14., 3.15., jsou uvedeny závislosti délek předního zesíleného konce na vnějším průměru hotových trubek pro tloušťky stěny rovné 3,5, 4,0, 5,0 mm, při různých hodnotách „rychl. klín“ (vzali jsme koeficient snížení rychlosti válců K 1 rovný 5 %, 10 %, 15 %).
Závislost tloušťky stěny předního konce trubky na hodnotě
„rychlostní klín“ pro rozměr 33,7x3,2 mm
Závislost tloušťky stěny zadního konce trubky na hodnotě „rychlostního klínu“ pro rozměr 33,7x3,2 mm
Závislost délky předního zesíleného konce trubky na D a S (při K 1 \u003d 10%)
Závislost délky zadního zesíleného konce trubky na D a S (při K 1 \u003d 10%)
Závislost délky předního zesíleného konce trubky na průměru hotové trubky (S=3,5 mm) při různých hodnotách „rychlostního klínu“.
Závislost délky předního zesíleného konce trubky na průměru hotové trubky (S=4,0 mm) při různých hodnotách „rychlostního klínu“
Závislost délky předního zesíleného konce trubky na průměru hotové trubky (S=5,0 mm) při různých hodnotách „rychlostního klínu“.
Z výše uvedených grafů je vidět, že největší efekt z hlediska snížení rozdílu koncových tlouštěk hotových trubek má dynamické řízení RPC válců v rámci K 1 =10...15%. Nedostatečně intenzivní změna „rychlostního klínu“ (K 1 =5 %) neumožňuje ztenčení tloušťky stěny koncových částí trubky.
Také při válcování trubek se stěnou silnější než 5 mm není tah vznikající působením „rychlostního klínu“ schopen ztenčit stěnu z důvodu nedostatečné tažné kapacity válců. Při válcování trubek o průměru větším než 60 mm je poměr prodloužení v redukční stolici malý, proto k zesílení konců prakticky nedochází, proto je použití „rychlostního klínu“ nepraktické.
Analýza výše uvedených grafů ukázala, že použití „rychlostního klínu“ na redukční fréze TPA-80 společnosti JSC „KresTrubZavod“ umožňuje snížit délku předního zesíleného konce o 30 %, zadního zesíleného konce o 25 %. %.
Jak výpočty Mochalova D.A. více efektivní aplikace„rychlostním klínem“ pro další snížení koncového trimu je nutné zajistit provoz prvních stolic v režimu brzdění s téměř plným využitím výkonových schopností válců z důvodu použití složitější nelineární závislosti náklonu. koeficient snížení rychlosti v daném porostu na porostní číslo. Je nutné vytvořit vědecky podloženou metodiku pro stanovení optimální funkce K i =f(i).
Vývoj takového algoritmu pro optimální řízení RRS může sloužit jako cíl pro další vývoj UZS-R do plnohodnotného APCS TPA-80. Jak ukazují zkušenosti z používání takových automatizovaných systémů řízení procesů, regulace počtu otáček válců při válcování koncových úseků trubek podle firmy Mannesmann (aplikační softwarový balík CARTA) umožňuje snížit velikost koncového řezu trubek o více než 50%, kvůli systému automatické ovládání proces redukce potrubí, který zahrnuje jak subsystémy řízení válcovny a subsystém měření, tak i subsystém pro výpočet optimálního redukčního režimu a řízení procesu v reálném čase.
4. STUDIE PROVEDENÍ PROJEKTU
4.1 Podstata plánované činnosti
V tomto projektu je navrženo zavést optimální rychlostní režim válcování na tahově redukční trati. Díky tomuto opatření je plánováno snížení součinitele spotřeby kovu a vzhledem ke zkrácení délky řezaných ztluštěných konců hotových trubek se předpokládá zvýšení objemu výroby v průměru o 80 tun za měsíc.
Kapitálové investice potřebné k realizaci tohoto projektu jsou 0 rublů.
Financování projektu lze provést v rámci položky "běžné opravy", odhady nákladů. Projekt lze dokončit během jednoho dne.
4.2 Kalkulace výrobních nákladů
Kalkulace pořizovací ceny 1t. produkty podle stávajících norem pro ořezání zesílených konců trubek jsou uvedeny v tabulce. 4.1.
Kalkulace pro projekt je uvedena v tabulce. 4.2. Vzhledem k tomu, že výsledkem realizace projektu není zvýšení výkonu, přepočet hodnot nákladů pro fázi zpracování v kalkulaci návrhu se neprovádí. Ziskovostí projektu je snížit náklady snížením odpadu z ořezávání. Ořezávání se snižuje kvůli snížení koeficientu spotřeby kovu.
4.3 Výpočet návrhových ukazatelů
Výpočet ukazatelů projektu je založen na kalkulaci uvedené v tabulce. 4.2.
Úspory ze snížení nákladů za rok:
Např. \u003d (C 0-C p) * V pr \u003d (12200,509-12091,127) * 110123,01 \u003d 12045475,08r.
Vykázaný zisk:
Pr 0 \u003d (P-C 0) * V od \u003d (19600-12200,509) * 109123,01 \u003d 807454730,39r.
Zisk projektu:
Pr p \u003d (P-C p) * V pr \u003d (19600-12091,127) * 110123,01 \u003d 826899696,5r.
Zvýšení zisku bude:
Pr \u003d Pr p - Pr 0 \u003d 826899696,5-807454730,39 \u003d 19444966,11r.
Ziskovost produktu byla:
Ziskovost produktů pro projekt:
Peněžní toky pro zprávu a pro projekt jsou uvedeny v tabulce 4.3. a 4.4.
Tabulka 4.1 - Výpočet nákladů na 1 tunu válcovaných výrobků v prodejně T-3 JSC "KresTrubZavod"
| č. p / p | Nákladová položka | Množství | Cena 1 tuna | Součet |
| 1 | 2 | 3 | 4 | 5 |
| já | Uvedeno v přerozdělování: 1. Sochor, t/t; 2. Odpad, t/t: ořezávání nestandardní; |
|||
| já já | Náklady na převod 2. Náklady na energii: výkon elektrický výkon, kW/h pára pro výrobu, Gcal technická voda, tm 3 stlačený vzduch, tm 3 recyklovaná voda, tm 3 průmyslové odpadní vody, tm 3 3. Pomocné materiály 7. Náhradní zařízení 10. Generální oprava 11. Práce dopravních dílen 12. Ostatní výdaje obchodu Celkové náklady na konverzi |
|||
| W | Tovární režie |
Tabulka 4.2 - Projektová kalkulace 1 tuny válcovaných výrobků
| č. p / p | Nákladová položka | Množství | Cena 1 tuna | Součet |
| já | Uvedeno v přerozdělování: 1. Sochor, t/t; 2. Odpad, t/t: ořezávání nestandardní; Celkem uvedeno v přerozdělení mínus odpad a šrot |
|||
| P | Náklady na převod 1. Procesní palivo (zemní plyn), zde 2. Náklady na energii: výkon elektrický výkon, kW/h pára pro výrobu, Gcal technická voda, tm 3 stlačený vzduch, tm 3 recyklovaná voda, tm 3 průmyslové odpadní vody, tm 3 3. Pomocné materiály 4. Základní plat výrobních dělníků 5. Další plat výrobních dělníků 6. Srážky na sociální potřeby 7. Náhradní zařízení 8. Běžné opravy a údržba dlouhodobého majetku 9. Odpisy dlouhodobého majetku 10. Generální oprava 11. Práce dopravních dílen 12. Ostatní výdaje obchodu Celkové náklady na konverzi |
|||
| W | Tovární režie Celkové výrobní náklady |
|||
| IV | nevýrobní náklady Celková cena |
Zlepšení technologického procesu ovlivní technickou a ekonomickou výkonnost podniku takto: ziskovost výroby se zvýší o 1,45%, úspory ze snížení nákladů budou činit 12 milionů rublů. ročně, což povede ke zvýšení zisku.
Tabulka 4.3 - Vykazovaný peněžní tok
tok peněz |
Roku | ||||
| 1 | 2 | 3 | 4 | 5 | |
| A. Peněžní tok: | |||||
| - Objem výroby, tuny | |||||
| - Cena produktu, rub. | |||||
| celkový přítok | |||||
| B. Odtok hotovosti: | |||||
| -Provozní náklady | |||||
| -Daň z příjmu | 193789135,29 | ||||
Celkový odtok: |
1521432951,34 | 1521432951,34 | 1521432951,34 | 1521432951,34 | 1521432951,34 |
| Čistý peněžní tok (A-B) | |||||
Coeff. Inverze |
0,8 | 0,64 | 0,512 | 0,41 | 0,328 |
| E = 0,25 | |||||
| 493902383,46 | 889024290,22 | 1205121815,64 | 1457999835,97 | 1457999835,97 | |
Tabulka 4.4 – Peněžní toky pro projekt
| tok peněz | Roku | ||||
| 1 | 2 | 3 | 4 | 5 | |
| A. Peněžní tok: | |||||
| - Objem výroby, tuny | |||||
| - Cena produktu, rub. | |||||
| - Výtěžek z prodeje, rub. | |||||
| celkový přítok | |||||
| B. Odtok hotovosti: | |||||
| -Provozní náklady | |||||
| -Daň z příjmu | |||||
| Celkový odtok: | 1526220795,63 | 1526220795,63 | 1526220795,63 | 1526220795,63 | 1526220795,63 |
| Čistý peněžní tok (A-B) | 632190135,03 | 632190135,03 | 632190135,03 | ||
Coeff. Inverze |
0,8 | 0,64 | 0,512 | 0,41 | 0,328 |
| E = 0,25 | |||||
| Diskontovaný tok (A-B)*C inv | |||||
| Kumulativní peněžní tok NPV | |||||
Finanční profil projektu je znázorněn na obrázku 4.1. Podle grafů na Obr. 4.1. kumulativní NPV projektu překračuje plánovanou hodnotu, což ukazuje na bezpodmínečnou ziskovost projektu. Kumulativní NPV vypočtená pro realizovaný projekt je kladná hodnota z prvního roku, protože projekt nevyžadoval kapitálové investice.
Finanční profil projektu
Bod zvratu se vypočítá podle vzorce:
Bod zvratu charakterizuje minimální objem výroby, při kterém končí ztráty a objevuje se první zisk.
V tabulce. 4.5. údaje jsou uvedeny pro výpočet variabilních a fixních nákladů.
Podle vykazovaných údajů je výše variabilních nákladů na jednotku produkce Z pruh = 11212,8 rublů, výše fixních nákladů na jednotku produkce Z post = 987,7 rublů. Výše fixních nákladů na celý objem produkce podle zprávy je 107780796,98 rublů.
Podle konstrukčních údajů je výše variabilních nákladů Z pruh \u003d 11103,5 rublů, výše fixních nákladů Z příspěvek \u003d 987,7 rublů. Výše fixních nákladů na celý objem produkce podle zprávy je 108768496,98 rublů.
Tabulka 4.5 - Podíl fixních nákladů ve struktuře plánovaných a projektových nákladů
| č. p / p | Nákladová položka | Množství podle plánu, rub. | Částka projektu, rub. |
Podíl fixních nákladů na struktuře nákladů na přerozdělení, % |
| 1 | 2 | 3 | 4 | 5 |
| 1 | Náklady na převod 1. Procesní palivo (zemní plyn), zde 2. Náklady na energii: výkon elektrický výkon, kW/h pára pro výrobu, Gcal technická voda, tm 3 stlačený vzduch, tm 3 recyklovaná voda, tm 3 průmyslové odpadní vody, tm 3 3. Pomocné materiály 4. Základní plat výrobních dělníků 5. Další plat výrobních dělníků 6. Srážky na sociální potřeby 7. Náhradní zařízení 8. Běžné opravy a údržba dlouhodobého majetku 9. Odpisy dlouhodobého majetku 10. Generální oprava 11. Práce dopravních dílen 12. Ostatní výdaje obchodu Celkové náklady na konverzi |
|||
| 2 | Tovární režie Celkové výrobní náklady |
100 | ||
| 3 | nevýrobní náklady Celková cena |
100 |
Hlášený bod zvratu je:
TBC od 
t.
Bod zvratu pro projekt je:
TV pr 
t.
V tabulce. 4.6. byla provedena kalkulace tržeb a všech druhů nákladů na výrobu prodaných výrobků nutných pro stanovení bodu zvratu. Harmonogramy pro výpočet bodu zvratu pro zprávu a pro projekt jsou uvedeny na obrázku 4.2. a Obr.4.3. resp.
Tabulka 4.6 - Data pro výpočet bodu zvratu
Výpočet bodu zvratu podle zprávy
Výpočet bodu zvratu pro projekt
Technické a ekonomické ukazatele projektu jsou uvedeny v tabulce. 4.7.
V důsledku toho můžeme dojít k závěru, že opatření navrhované v projektu sníží náklady na jednotku vyrobených produktů o 1,45 % snížením variabilních nákladů, což přispívá ke zvýšení zisku o 19,5 milionu rublů. s roční produkcí 110 123,01 tun. Výsledkem realizace projektu je nárůst kumulované čisté současné hodnoty oproti plánované hodnotě ve sledovaném období. Pozitivním bodem je také snížení prahu rentability z 12,85 tis. tun na 12,8 tis. tun.
Tabulka 4.7 - Technicko-ekonomické ukazatele projektu
| č. p / p | Indikátor | Zpráva | Projekt | Odchylka | |
| Absolutní | % | ||||
| 1 | Objem výroby: v naturáliích, t v hodnotovém vyjádření tisíc rublů |
||||
| 2 | Náklady na stálá výrobní aktiva, tisíce rublů. | 6775032 | 6775032 | 0 | 0 |
| 3 | Obecné náklady (úplné náklady): celkové vydání, tisíc rublů jednotky výroby, rub. |
||||
| 4 | Ziskovost produktu, % | 60,65 | 62,1 | 1,45 | 2,33 |
| 5 | Čistá současná hodnota, NPV | 1700,136 | |||
| 6 | Celková výše investic, tisíce rublů | 0 | |||
| 7 | Odkaz: bod zvratu T.B., t, hodnotu diskontní sazby F, Vnitřní míra návratnosti HND maximální odtok hotovosti K, tisíc rublů. |
||||
ZÁVĚR
V tomto projektu diplomové práce byla vyvinuta technologie výroby trubek pro všeobecné použití dle DIN 1629. Příspěvek se zabývá možností zkrátit délku zesílených konců vzniklých při válcování na redukční stolici změnou nastavení rychlosti mlýna během válcování koncových úseků trubky s využitím možností systému UZS-R. Výpočty ukázaly, že zkrácení délky zesílených konců může dosáhnout 50 %.
Ekonomické výpočty ukázaly, že použití navržených režimů válcování sníží jednotkové výrobní náklady o 1,45 %. To při zachování stávajících objemů výroby umožní zvýšit zisky o 20 milionů rublů v prvním roce.
Bibliografie
1. Anuryev V.I. "Příručka konstruktéra-stavitele strojů" ve 3 svazcích, svazek 1 - M. "Inženýrství" 1980 - 728 s.
2. Anuryev V.I. "Příručka konstruktéra-stavitele strojů" ve 3 svazcích, svazek 2 - M. "Inženýrství" 1980 - 559 s.
3. Anuryev V.I. "Příručka konstruktéra-stavitele strojů" ve 3 svazcích, svazek 3 - M. "Inženýrství" 1980 - 557 s.
4. Pavlov Ya.M. "Součásti stroje". - Leningrad "Inženýrství" 1968 - 450 s.
5. Vasiliev V.I. Učebnice "Základy projektování technologických zařízení podniků autodopravy" - Kurgan 1992 - 88 s.
6. Vasiliev V.I. "Základy projektování technologických zařízení podniků autodopravy" - Kurgan 1992 - 32 s.
kde p je číslo aktuální iterace; vt je celková rychlost klouzání kovu po povrchu nástroje; vn je normální rychlost pohybu kovu; wn je normální rychlost nástroje; st - třecí napětí;
- Mez kluzu jako funkce parametrů deformovatelného kovu v daném bodě; - střední napětí; - Intenzita rychlosti deformace; x0 - rychlost deformace všestranné komprese; Kt - penalizační faktor pro rychlost skluzu kovu po nástroji (specifikováno iterační metodou) Kn - penalizační faktor pro penetraci kovu do nástroje; m - podmíněná viskozita kovu, rafinovaná metodou hydrodynamických aproximací; - tahové napětí nebo zpětná voda během válcování; Fn je plocha průřezu konce trubky, na kterou je aplikováno napětí nebo podpora.
Výpočet deformačně-rychlostního režimu zahrnuje rozložení stavu deformací podél stojanů po průměru, požadovanou hodnotu součinitele plastického napětí podle stavu Ztot, výpočet součinitelů tažení, průměry válců. a rychlost otáčení hlavních hnacích motorů, s ohledem na vlastnosti jeho konstrukce.
Pro první stolice mlýna, včetně první stolice, která se odvaluje, a pro poslední umístěné za poslední stolicí, válce, jsou koeficienty plastického napětí v nich Zav.i menší než požadovaný Ztot. Díky takovému rozložení součinitelů plastického napětí na všech stolicích válcovny je vypočtená tloušťka stěny na výstupu z ní větší, než je nutné podél redukční trasy. Aby byla kompenzována nedostatečná tažná kapacita válců stolic umístěných v první a za poslední válcovanou stolicí, je nutné iteračním výpočtem najít takovou hodnotu Ztot, aby vypočtené a zadané tloušťky stěn na výstupu z tratě. stav jsou stejné. Čím větší je hodnota požadovaného celkového součinitele plastického napětí podle stavu Ztotal, tím větší je chyba při jeho stanovení bez iteračního výpočtu.
Po iterativních výpočtech vypočítaných součinitelů předního a zadního plastového napětí, tloušťky stěny trubky na vstupu a výstupu z deformačních buněk podél stolic redukční stolice, nakonec určíme polohu první a poslední stolice. které jsou válcované.
Průměr válcování je samozřejmě určen středovým úhlem qk.p. mezi svislou osou symetrie válcovací drážky a přímkou vedenou ze středu průchodu se shoduje s osou válcování k bodu na povrchu drážky průchodu, kde se na jejím povrchu nachází neutrální linie deformační zóny , je obvykle umístěn rovnoběžně s osou válcování. Hodnota úhlu qk.p. závisí především na hodnotě koeficientu zadního Zset. a přední Zper. napětí, stejně jako koeficient
digestoře.
Určení průměru válcování hodnotou úhlu qk.p. obvykle se provádí pro ráži, má tvar kruhu se středem v ose valení a průměr rovný střednímu průměru ráže Dav.
Největší chyby při stanovení hodnoty průměru válcování bez zohlednění skutečných geometrických rozměrů průchodu budou pro případ, kdy podmínky válcování určují jeho polohu buď na dně nebo na přírubě drážky. Čím více se skutečný tvar ráže liší od kružnice akceptované ve výpočtech, tím významnější bude tato chyba.
Maximální možný rozsah změny skutečné hodnoty průměru válců ráže je svitkový řez. Čím více válců průchod vytvoří, tím větší bude relativní chyba při určování průměru válcování bez zohlednění skutečných geometrických rozměrů průchodu.
S nárůstem částečného stlačení průměru trubky v ráži roste rozdíl mezi jejím tvarem a kulatým. S nárůstem zmenšení průměru trubky z 1 na 10 % se tedy relativní chyba při stanovení hodnoty odvalovacího průměru bez zohlednění skutečných geometrických rozměrů ráže zvyšuje z 0,7 na 6,3 % u dvou- válec, 7,1 % pro tříválcový a 7,4 % - pro chotirio-rollový "válcovací" stojan, když se podle kinematických podmínek válcování válcuje průměr umístěný podél dna ráže.
Současné zvýšení téhož