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Kholkin Evgeny Gennadievich. Estudio de la estabilidad local de perfiles trapezoidales de paredes delgadas con flexión longitudinal-transversal: disertación ... candidato de ciencias técnicas: 01.02.06 / Kholkin Evgeny Gennadievich; [Lugar de protección: Ohm. estado tecnología un-t].- Omsk, 2010.- 118 p.: il. RSL DE, 61 10-5/3206

Introducción

1. Descripción general de los estudios de estabilidad de miembros estructurales de placa comprimida 11

1.1. Definiciones básicas y métodos para estudiar la estabilidad de los sistemas mecánicos 12

1.1.1, Algoritmo para estudiar la estabilidad de sistemas mecánicos por el método estático 16

1.1.2. enfoque estático. Métodos: Euler, no idealidad, energético 17

1.2. Modelo matemático y principales resultados de los estudios analíticos de la estabilidad de Euler. Factor de estabilidad 20

1.3. Métodos para estudiar la estabilidad de elementos de placa y estructuras hechas de ellos 27

1.4. Métodos de ingeniería para el cálculo de placas y elementos de placas compuestas. El concepto del método de reducción 31

1.5. Estudios numéricos de la estabilidad de Euler por el método de los elementos finitos: oportunidades, ventajas y desventajas 37

1.6. Resumen de estudios experimentales de la estabilidad de placas y elementos de placas compuestas 40

1.7. Conclusiones y tareas de los estudios teóricos de la estabilidad de perfiles trapezoidales de pared delgada 44

2. Desarrollo de modelos matemáticos y algoritmos para el cálculo de la estabilidad de elementos de placa de paredes delgadas de perfiles trapezoidales: 47

2.1. Doblado longitudinal-transversal de elementos de placa de pared delgada de perfiles trapezoidales 47

2.1.1. Planteamiento del problema, supuestos principales 48

2.1.2. Modelo matemático en ecuaciones diferenciales ordinarias. Condiciones de contorno, método de la imperfección 50

2.1.3. Algoritmo para integración numérica, determinación de críticos

yarn y su implementación en MS Excel 52

2.1.4. Resultados de cálculo y su comparación con soluciones conocidas 57

2.2. Cálculo de tensiones críticas para un elemento de placa individual

de perfil ^..59

2.2.1. Un modelo que tiene en cuenta la conjugación elástica de los elementos del perfil laminar. Supuestos básicos y tareas de la investigación numérica 61

2.2.2. Estudio numérico de la rigidez de conjugaciones y aproximación de los resultados 63

2.2.3. Estudio numérico de la semionda de pandeo en la primera carga crítica y aproximación de los resultados 64

2.2.4. Cálculo del coeficiente k(/3x,/32). Aproximación de los resultados de los cálculos (A,/?2) 66

2.3. Evaluación de la adecuación de los cálculos por comparación con soluciones numéricas por el método de los elementos finitos y soluciones analíticas conocidas 70

2.4. Conclusiones y tareas del estudio piloto 80

3. Estudios experimentales de estabilidad local de perfiles trapezoidales de pared delgada 82

3.1. Descripción de prototipos y montaje experimental 82

3.2. Prueba de muestra 85

3.2.1. Metodología y contenido de las pruebas G..85

3.2.2. Resultados de la prueba de compresión 92

3.3. Hallazgos 96

4. Consideración de la estabilidad local en los cálculos de estructuras portantes hechas de perfiles trapezoidales de paredes delgadas con una flexión transversal longitudinal plana 97

4.1. Cálculo de tensiones críticas de pandeo local de elementos de placa y el espesor límite de un perfil trapezoidal de pared delgada 98

4.2. Región cargas permitidas sin tener en cuenta la pérdida local de estabilidad 99

4.3. Factor de reducción 101

4.4. Contabilización del pandeo local y la reducción 101

Hallazgos 105

lista bibliografica

Introducción al trabajo

La relevancia de la obra.

Crear estructuras ligeras, fuertes y fiables es una tarea urgente. Uno de los principales requisitos en ingeniería mecánica y construcción es la reducción del consumo de metal. Esto lleva a que los elementos estructurales deban calcularse según relaciones constitutivas más precisas, teniendo en cuenta el peligro de pandeo tanto general como local.

Una de las formas de resolver el problema de minimizar el peso es el uso de perfiles laminados trapezoidales (TTP) de paredes delgadas de alta tecnología. Los perfiles se fabrican laminando chapas finas de acero con un espesor de 0,4 ... 1,5 mm en condiciones estacionarias o directamente en el lugar de montaje como elementos planos o arqueados. Las estructuras con el uso de revestimientos arqueados de carga hechos de perfiles trapezoidales de paredes delgadas se distinguen por su ligereza, apariencia estética, facilidad de instalación y una serie de otras ventajas en comparación con los tipos tradicionales de revestimientos.

El principal tipo de carga del perfil es la flexión longitudinal-transversal. Tono-

jfflF DMF" elementos de placa

perfiles experimentando
compresión en el plano medio
los huesos pueden perder espacio
nueva estabilidad. local
pandeo

Arroz. 1. Ejemplo de pandeo local

Batata,

^J

Arroz. 2. Esquema de la sección reducida del perfil.

(MPU) se observa en áreas limitadas a lo largo del perfil (Fig. 1) a cargas significativamente menores que el pandeo total y esfuerzos acordes con los admisibles. Con MPU, un elemento de placa comprimido separado del perfil deja total o parcialmente de percibir la carga, que se redistribuye entre los otros elementos de placa de la sección del perfil. A su vez, en el tramo donde se produjo la LPA, los esfuerzos no necesariamente superan los admisibles. Este fenómeno se llama reducción. reducción

es reducir, en comparación con la real, el área sección transversal perfil cuando se reduce a un esquema de diseño idealizado (Fig. 2). En este sentido, el desarrollo y la implementación de métodos de ingeniería para tener en cuenta el pandeo local de los elementos de placa de un perfil trapezoidal de pared delgada es una tarea urgente.

Destacados científicos se ocuparon de cuestiones de estabilidad de placas: B.M. Broude, F. Bleich, J. Brudka, I.G. Bubnov, V.Z. Vlasov, A. S. Volmir, A.A. Ilyushin, Miles, Melan, Ya.G. Panovko, SP. Timoshenko, Southwell, E. Stowell, Winderberg, Khwalla y otros. Los enfoques de ingeniería para el análisis de tensiones críticas con pandeo local se desarrollaron en los trabajos de E.L. Ayrumyan, Burggraf, A. L. Vasilyeva, B. Ya. Volodarsky, MK Glouman, Caldwell, VI. Klimanov, V. G. Krokhaleva, D. V. Martsinkevich, E. A. Pavlinova, A. K. Pertseva, F. F. Tamplona, ​​S.A. Timashev.

En los métodos de cálculo de ingeniería indicados para perfiles con una sección transversal de forma compleja, el peligro de MPU prácticamente no se tiene en cuenta. En la etapa de diseño preliminar de estructuras a partir de perfiles de paredes delgadas, es importante contar con un aparato simple para evaluar la capacidad de carga de un tamaño particular. En este sentido, existe la necesidad de desarrollar métodos de cálculo de ingeniería que permitan, en el proceso de diseño de estructuras a partir de perfiles de paredes delgadas, evaluar rápidamente su capacidad portante. El cálculo de verificación de la capacidad de carga de una estructura de perfil de pared delgada se puede realizar utilizando métodos refinados utilizando productos de software existentes y, si es necesario, se puede ajustar. Este sistema de dos etapas para calcular la capacidad de carga de estructuras hechas de perfiles de paredes delgadas es el más racional. Por lo tanto, el desarrollo y la implementación de métodos de ingeniería para calcular la capacidad portante de estructuras hechas de perfiles de paredes delgadas, teniendo en cuenta el pandeo local de los elementos de placa, es una tarea urgente.

El propósito del trabajo de tesis: estudio del pandeo local en elementos de placa de perfiles trapezoidales de paredes delgadas durante su flexión longitudinal-transversal y desarrollo de un método de ingeniería para el cálculo de la capacidad portante, teniendo en cuenta la estabilidad local.

Para lograr el objetivo, lo siguiente investigar objetivos.

Extensión de soluciones analíticas para la estabilidad de placas rectangulares comprimidas a un sistema de placas conjugadas como parte de un perfil.

Estudio numérico del modelo matemático de la estabilidad local del perfil y obtención de expresiones analíticas adecuadas para la tensión crítica mínima del MPC del elemento placa.

Evaluación experimental del grado de reducción de la sección de un perfil de pared delgada con pandeo local.

Desarrollo de una técnica de ingeniería para la verificación y cálculo de diseño de un perfil de pared delgada, teniendo en cuenta el pandeo local.

novedad científica trabajo es desarrollar un modelo matemático adecuado de pandeo local para un lamelar separado

elemento en la composición del perfil y obtención de dependencias analíticas para el cálculo de tensiones críticas.

Validez y fiabilidad los resultados obtenidos se proporcionan basándose en soluciones analíticas fundamentales del problema de estabilidad de placas rectangulares, aplicación correcta del aparato matemático, suficiente para cálculos prácticos, coincidencia con los resultados de cálculos FEM y estudios experimentales.

Significado práctico es desarrollar una metodología de ingeniería para el cálculo de la capacidad portante de los perfiles, teniendo en cuenta el pandeo local. Los resultados del trabajo se implementan en LLC "Montazhproekt" en forma de un sistema de tablas y representaciones gráficas de las áreas de cargas permitidas para toda la gama de perfiles producidos, teniendo en cuenta el pandeo local, y se utilizan para la selección preliminar de el tipo y grosor del material del perfil para soluciones de diseño específicas y tipos de carga.

Disposiciones básicas para la defensa.

Modelo matemático de flexión plana y compresión de un perfil de pared delgada como un sistema de elementos de placa conjugados y un método para determinar las tensiones críticas de la MPU en el sentido de Euler sobre su base.

Dependencias analíticas para el cálculo de las tensiones críticas de pandeo local para cada elemento del perfil laminar en una flexión longitudinal-transversal plana.

Método de ingeniería para la verificación y cálculo de diseño de un perfil trapezoidal de pared delgada, teniendo en cuenta el pandeo local. Aprobación del trabajo y publicación.

Las principales disposiciones de la disertación se informaron y discutieron en conferencias científicas y técnicas de varios niveles: Congreso internacional "Máquinas, tecnologías y procesos en la construcción" dedicado al 45 aniversario de la facultad "Transporte y máquinas tecnológicas" (Omsk, SibADI, diciembre 6-7, 2007); Conferencia científica y técnica de toda Rusia, "RUSIA JOVEN: tecnologías avanzadas - en la industria" (Omsk, Om-GTU, 12 y 13 de noviembre de 2008).

Estructura y alcance del trabajo. La disertación se presenta en 118 páginas de texto, consta de una introducción, 4 capítulos y un apéndice, contiene 48 figuras, 5 tablas. La lista de referencias incluye 124 títulos.

Modelo matemático y principales resultados de los estudios analíticos de la estabilidad de Euler. factor de estabilidad

Cualquier proyecto de ingeniería se basa en la solución de ecuaciones diferenciales de un modelo matemático de movimiento y equilibrio de un sistema mecánico. La redacción de una estructura, mecanismo, máquina va acompañada de algunas tolerancias para la fabricación, en el futuro - imperfecciones. Las imperfecciones también pueden ocurrir durante la operación en forma de abolladuras, espacios debido al desgaste y otros factores. No se pueden prever todas las variantes de influencias externas. El diseño se ve obligado a trabajar bajo la influencia de fuerzas perturbadoras aleatorias, que no se tienen en cuenta en las ecuaciones diferenciales.

Factores no tomados en cuenta en el modelo matemático - imperfecciones, fuerzas aleatorias o perturbaciones pueden hacer ajustes serios a los resultados obtenidos.

Distinga entre el estado no perturbado del sistema, el estado calculado con cero perturbaciones, y el perturbado, formado como resultado de las perturbaciones.

En un caso, debido a la perturbación, no hay un cambio significativo en la posición de equilibrio de la estructura, o su movimiento difiere poco del calculado. Este estado del sistema mecánico se llama estable. En otros casos, la posición de equilibrio o la naturaleza del movimiento difieren significativamente de la calculada, dicho estado se denomina inestable.

La teoría de la estabilidad del movimiento y del equilibrio de los sistemas mecánicos se ocupa del establecimiento de signos que permitan juzgar si el movimiento o el equilibrio considerados serán estables o inestables.

Un signo típico de la transición de un sistema de un estado estable a uno inestable es el logro por algún parámetro de un valor llamado crítico - fuerza crítica, velocidad crítica, etc.

La aparición de imperfecciones o el impacto de fuerzas no explicadas conducen inevitablemente al movimiento del sistema. Por lo tanto, en el caso general, se debe investigar la estabilidad del movimiento de un sistema mecánico bajo perturbaciones. Este enfoque para el estudio de la estabilidad se denomina dinámico, y los métodos de investigación correspondientes se denominan dinámicos.

En la práctica, a menudo es suficiente limitarnos a un enfoque estático, es decir, Métodos estáticos para el estudio de la estabilidad. En este caso, se investiga el resultado final de la perturbación: una nueva posición de equilibrio establecida del sistema mecánico y el grado de su desviación de la posición de equilibrio no perturbada calculada.

El planteamiento estático del problema supone no considerar las fuerzas de inercia y el parámetro tiempo. Esta formulación del problema a menudo hace posible traducir el modelo de las ecuaciones de la física matemática a ecuaciones diferenciales ordinarias. Esto simplifica significativamente el modelo matemático y facilita el estudio analítico de la estabilidad.

Un resultado positivo del análisis de estabilidad de equilibrio por el método estático no siempre garantiza la estabilidad dinámica. Sin embargo, para los sistemas conservadores, el enfoque estático para determinar las cargas críticas y los nuevos estados de equilibrio conduce exactamente a los mismos resultados que el dinámico.

En un sistema conservativo, el trabajo de las fuerzas internas y externas del sistema, realizado durante la transición de un estado a otro, está determinado solo por estos estados y no depende de la trayectoria del movimiento.

El concepto de "sistema" combina una estructura deformable y cargas, cuyo comportamiento debe especificarse. Esto implica dos condiciones necesarias y suficientes para el conservadurismo del sistema: 1) la elasticidad de la estructura deformable, es decir reversibilidad de las deformaciones; 2) conservadurismo de la carga, es decir independencia del trabajo realizado por él de la trayectoria. En algunos casos, el método estático también da resultados satisfactorios para sistemas no conservativos.

Para ilustrar lo anterior, consideremos varios ejemplos de mecánica teórica y resistencia de materiales.

1. Una bola de peso Q está en un hueco en la superficie de apoyo (Fig. 1.3). Bajo la acción de la fuerza perturbadora 5P Q sina, la posición de equilibrio de la pelota no cambia, es decir es estable

Con una acción a corto plazo de la fuerza 5P Q sina, sin tener en cuenta la fricción de rodadura, es posible una transición a una nueva posición de equilibrio u oscilaciones alrededor de la posición de equilibrio inicial. Cuando se tiene en cuenta la fricción, el movimiento oscilatorio será amortiguado, es decir, estable. El enfoque estático permite determinar solo el valor crítico de la fuerza perturbadora, que es igual a: Рcr = Q sina. La naturaleza del movimiento cuando se excede el valor crítico de la acción perturbadora y la duración crítica de la acción solo pueden analizarse mediante métodos dinámicos.

2. La varilla es larga/comprimida por la fuerza P (Fig. 1.4). A partir de la resistencia de los materiales basada en el método estático, se sabe que bajo carga dentro de los límites de elasticidad, existe un valor crítico de la fuerza de compresión.

La solución del mismo problema con una fuerza seguidora, cuya dirección coincide con la dirección de la tangente en el punto de aplicación, por el método estático conduce a la conclusión sobre la estabilidad absoluta de la forma rectilínea de equilibrio.

Modelo matemático en ecuaciones diferenciales ordinarias. Condiciones de contorno, método de la imperfección

El análisis de ingeniería se divide en dos categorías: métodos clásicos y numéricos. Utilizando métodos clásicos, intentan resolver los problemas de distribución de campos de tensión y deformación directamente, formando sistemas de ecuaciones diferenciales basados ​​en principios fundamentales. Una solución exacta, si es posible obtener ecuaciones en forma cerrada, es posible solo para los casos más simples de geometría, cargas y condiciones de contorno. Una gama bastante amplia de problemas clásicos se puede resolver usando soluciones aproximadas a sistemas de ecuaciones diferenciales. Estas soluciones adoptan la forma de series en las que los términos inferiores se descartan después de examinar la convergencia. Al igual que las soluciones exactas, las aproximadas requieren una forma geométrica regular, condiciones de contorno simples y una aplicación conveniente de cargas. En consecuencia, estas soluciones no pueden aplicarse a la mayoría de los problemas prácticos. La principal ventaja de los métodos clásicos es que proporcionan una comprensión profunda del problema en estudio. Con la ayuda de métodos numéricos, se puede investigar una gama más amplia de problemas. Los métodos numéricos incluyen: 1) método de energía; 2) método de los elementos de contorno; 3) método de diferencias finitas; 4) método de elementos finitos.

Los métodos de energía permiten encontrar la expresión mínima para el total energía potencial estructuras en toda el área dada. Este enfoque solo funciona bien para ciertas tareas.

El método de los elementos de contorno aproxima las funciones que satisfacen el sistema de ecuaciones diferenciales que se está resolviendo, pero no las condiciones de contorno. La dimensión del problema se reduce porque los elementos representan solo los límites del área modelada. Sin embargo, la aplicación de este método requiere el conocimiento de la solución fundamental del sistema de ecuaciones, que puede ser difícil de obtener.

El método de las diferencias finitas transforma el sistema de ecuaciones diferenciales y las condiciones de contorno en el correspondiente sistema de ecuaciones algebraicas. Este método permite resolver problemas de análisis de estructuras con geometría compleja, condiciones de contorno y cargas combinadas. Sin embargo, el método de diferencias finitas a menudo resulta demasiado lento debido al hecho de que el requisito de una cuadrícula regular en toda el área de estudio conduce a sistemas de ecuaciones de órdenes muy altos.

El método de los elementos finitos puede extenderse a una clase de problemas casi ilimitada debido a que permite utilizar elementos de formas simples y variadas para obtener particiones. Los tamaños de los elementos finitos que se pueden combinar para obtener una aproximación a los límites irregulares de la partición a veces difieren en docenas de veces. Está permitido aplicar un tipo arbitrario de carga a los elementos del modelo, así como imponerles cualquier tipo de sujeción. El principal problema es el aumento de los costes para la obtención de resultados. La generalidad de la solución se paga con la pérdida de la intuición, ya que una solución de elementos finitos es, de hecho, un conjunto de números que son aplicables solo a un problema específico planteado utilizando un modelo de elementos finitos. Cambiar cualquier aspecto significativo del modelo generalmente requiere una resolución completa del problema. Sin embargo, esto no es un costo significativo, ya que el método de elementos finitos es a menudo el único Una salida posible sus decisiones El método es aplicable a todas las clases de problemas de distribución de campo, que incluyen análisis estructural, transferencia de calor, flujo de fluidos y electromagnetismo. Las desventajas de los métodos numéricos incluyen: 1) el alto costo de los programas de análisis de elementos finitos; 2) larga capacitación para trabajar con el programa y la posibilidad de un trabajo completo solo para personal altamente calificado; 3) con bastante frecuencia es imposible comprobar la exactitud del resultado de la solución obtenida por el método de elementos finitos por medio de un experimento físico, incluso en problemas no lineales. t Revisión de estudios experimentales de estabilidad de placas y elementos de placas compuestas

Los perfiles que se utilizan actualmente para la construcción de estructuras están hechos de láminas de metal con un espesor de 0,5 a 5 mm y, por lo tanto, se consideran de pared delgada. Sus caras pueden ser planas o curvas.

La característica principal de los perfiles de paredes delgadas es que las caras con una alta relación ancho-espesor experimentan grandes deformaciones por pandeo bajo carga. Se observa un crecimiento particularmente intenso de las deflexiones cuando la magnitud de las tensiones que actúan en la cara se aproxima a un valor crítico. Hay una pérdida de estabilidad local, las desviaciones se vuelven comparables con el grosor de la cara. Como resultado, la sección transversal del perfil está fuertemente distorsionada.

En la literatura sobre la estabilidad de las placas, el trabajo del científico ruso SP ocupa un lugar especial. Timoshenko. Se le atribuye el desarrollo de un método energético para resolver problemas de estabilidad elástica. Usando este método, SP. Timoshenko dio una solución teórica a los problemas de estabilidad de placas cargadas en el plano medio bajo diferentes condiciones de contorno. Las soluciones teóricas se verificaron mediante una serie de pruebas sobre placas apoyadas libremente bajo compresión uniforme. Las pruebas confirmaron la teoría.

Evaluación de la adecuación de los cálculos por comparación con soluciones numéricas por el método de los elementos finitos y soluciones analíticas conocidas

Para comprobar la fiabilidad de los resultados obtenidos se realizaron estudios numéricos por el método de los elementos finitos (FEM). Recientemente, los estudios numéricos de FEM se han utilizado cada vez más debido a razones objetivas, como la falta de problemas de prueba, la imposibilidad de observar todas las condiciones cuando se prueban muestras. Los métodos numéricos permiten realizar investigaciones en condiciones "ideales", tienen un error mínimo, que es prácticamente irrealizable en pruebas reales. Los estudios numéricos se realizaron utilizando el programa ANSYS.

Se realizaron estudios numéricos con muestras: una placa rectangular; Elemento de perfil en forma de U y trapezoidal, con reborde longitudinal y sin reborde; hoja de perfil (Fig. 2.11). Se consideraron muestras con un espesor de 0,7; 0,8; 0,9 y 1 mm.

A las muestras (Fig. 2.11), se les aplicó una carga de compresión uniforme sgsh a lo largo de los extremos, seguida de un aumento en un paso Det. La carga correspondiente al pandeo local de la forma plana correspondió al valor del esfuerzo crítico de compresión ccr. Luego, de acuerdo con la fórmula (2.24), se calculó el coeficiente de estabilidad & (/? i, /? g) y se comparó con el valor de la tabla 2.

Considere una placa rectangular con una longitud a = 100 mm y un ancho 6 = 50 mm, comprimida en los extremos por una carga de compresión uniforme. En el primer caso, la placa tiene una fijación con bisagras a lo largo del contorno, en el segundo, un sello rígido a lo largo de las caras laterales y una fijación con bisagras a lo largo de los extremos (Fig. 2.12).

En el programa ANSYS, se aplicó una carga de compresión uniforme a las caras de los extremos y se determinaron la carga crítica, el esfuerzo y el coeficiente de estabilidad &(/?],/?2) de la placa. Cuando se articuló a lo largo del contorno, la placa perdió estabilidad en la segunda forma (se observaron dos protuberancias) (Fig. 2.13). Luego se compararon los coeficientes de resistencia k,/32) de las placas, encontrados numérica y analíticamente. Los resultados del cálculo se presentan en la Tabla 3.

La Tabla 3 muestra que la diferencia entre los resultados de las soluciones analíticas y numéricas fue menor al 1%. Por lo tanto, se concluyó que el algoritmo de estudio de estabilidad propuesto se puede utilizar para calcular cargas críticas para estructuras más complejas.

Para extender el método propuesto para el cálculo de la estabilidad local de los perfiles de pared delgada al caso general de carga, se realizaron estudios numéricos en el programa ANSYS para conocer cómo afecta la naturaleza de la carga a compresión al coeficiente k(y). Los resultados de la investigación se presentan en un gráfico (Fig. 2.14).

El siguiente paso para verificar la metodología de cálculo propuesta fue el estudio de un elemento separado del perfil (Fig. 2.11, b, c). Tiene una fijación articulada a lo largo del contorno y está comprimido en los extremos por una carga de compresión uniforme USZH (Fig. 2.15). Se estudió la estabilidad de la muestra en el programa ANSYS y de acuerdo al método propuesto. Posteriormente se compararon los resultados obtenidos.

Al crear un modelo en el programa ANSYS, para distribuir uniformemente la carga de compresión a lo largo del extremo, se colocó un perfil de pared delgada entre dos placas gruesas y se les aplicó una carga de compresión.

El resultado del estudio en el programa ANSYS del elemento del perfil en U se muestra en la Figura 2.16, que muestra que, en primer lugar, la pérdida de estabilidad local se produce en la placa más ancha.

Área de carga admisible sin tener en cuenta el pandeo local

Para estructuras de carga hechas de perfiles trapezoidales de pared delgada de alta tecnología, el cálculo se realiza de acuerdo con los métodos de tensiones admisibles. Se propone un método de ingeniería para tener en cuenta el pandeo local en el cálculo de la capacidad portante de estructuras hechas de perfiles trapezoidales de paredes delgadas. La técnica está implementada en MS Excel, disponible para aplicación amplia y puede servir de base para las correspondientes adiciones a los documentos reglamentarios en materia de cálculo de perfiles de pared delgada. Se construye sobre la base de la investigación y las dependencias analíticas obtenidas para el cálculo de las tensiones críticas de pandeo local de elementos de placa de un perfil trapezoidal de pared delgada. La tarea se divide en tres componentes: 1) determinar el espesor mínimo del perfil (limitando t \ en el que no es necesario tener en cuenta el pandeo local en este tipo de cálculo; 2) determinar el área de permisible cargas de un perfil trapezoidal de pared delgada, dentro del cual se proporciona la capacidad de carga sin pandeo local; 3) determinación del rango de valores permisibles NuM, dentro del cual se proporciona la capacidad de carga en caso de pandeo local de uno o más elementos de placa de un perfil trapezoidal de pared delgada (teniendo en cuenta la reducción de la sección del perfil).

A su vez, se considera que la dependencia del momento flector de la fuerza longitudinal M = f (N) para la estructura calculada se obtuvo utilizando los métodos de resistencia de materiales o mecánica estructural (Fig. 2.1). Se conocen las tensiones admisibles [t] y el límite elástico del material cgt, así como las tensiones residuales cst en elementos placa. En los cálculos después de la pérdida local de estabilidad, se aplicó el método de "reducción". En caso de pandeo, se excluye el 96% del ancho del elemento de placa correspondiente.

Cálculo de tensiones críticas de pandeo local de elementos de placa y espesor límite de un perfil trapezoidal de pared delgada Un perfil trapezoidal de pared delgada se divide en un conjunto de elementos de placa como se muestra en la Fig.4.1. Al mismo tiempo, el ángulo de disposición mutua de los elementos vecinos no afecta el valor de la tensión crítica del local.

Perfil H60-845 pandeo CURVADO. Se permite reemplazar las ondulaciones curvilíneas con elementos rectilíneos. Esfuerzos críticos de compresión de pandeo local en el sentido de Euler para un elemento de placa /-ésimo separado de un perfil trapezoidal de pared delgada con ancho bt en espesor t, módulo de elasticidad del material E y relación de Poisson ju en la etapa elástica de carga están determinados por la fórmula

Los coeficientes k(px, P2) y k(v) tienen en cuenta, respectivamente, la influencia de la rigidez de los elementos de placa adyacentes y la naturaleza de la distribución de los esfuerzos de compresión sobre el ancho del elemento de placa. El valor de los coeficientes: k(px, P2) se determina según la Tabla 2, o se calcula mediante la fórmula

Las tensiones normales en un elemento de placa se determinan en los ejes centrales mediante la conocida fórmula de la resistencia de los materiales. El área de cargas admisibles sin tener en cuenta el pandeo local (Fig. 4.2) está determinada por la expresión y es un cuadrilátero, donde J es el momento de inercia de la sección del período del perfil durante la flexión, F es el área de la sección del período del perfil, ymax y Umіp son las coordenadas de los puntos extremos de la sección del perfil (Fig. 4.1).

Aquí, el área de la sección del perfil F y el momento de inercia de la sección J se calculan para un elemento periódico de longitud L, y la fuerza longitudinal iV y el momento de flexión Mb del perfil se refieren a L.

La capacidad portante se proporciona cuando la curva de carga real M=f(N) cae dentro del rango de cargas permitidas menos el área de pandeo local (Fig. 4.3). Figura 4.2. Área de carga admisible sin tener en cuenta el pandeo local

La pérdida de estabilidad local de uno de los estantes conduce a su exclusión parcial de la percepción de las cargas de trabajo: reducción. El grado de reducción se tiene en cuenta mediante el factor de reducción

La capacidad portante se proporciona cuando la curva de carga real cae dentro del rango de cargas permisibles menos el área de carga de pandeo local. A espesores menores, la línea de pandeo local reduce el área de cargas admisibles. El pandeo local no es posible si la curva de carga real se coloca en un área reducida. Cuando la curva de cargas reales va más allá de la línea del valor mínimo de la tensión crítica de pandeo local, es necesario reconstruir el área de cargas admisibles, teniendo en cuenta la reducción del perfil, que está determinada por la expresión

INTRODUCCIÓN

1 ESTADO DEL TEMA SOBRE LA TEORÍA Y TECNOLOGÍA DEL PERFILADO DE TUBOS MULTIFACÉTICOS POR DIBUJO SIN DIBUJO (REVISIÓN LITERARIA).

1.1 Gama tubos de perfil con bordes planos y su uso en tecnología.

1.2 Los principales métodos para la producción de tubos de perfil con bordes planos.

1.4 Herramienta con forma de dibujo.

1.5 Dibujo de tuberías helicoidales multifacéticas.

1.6 Conclusiones. Propósito y objetivos de la investigación.

2 DESARROLLO DE UN MODELO MATEMÁTICO DE PERFILADO DE TUBERÍAS POR DIBUJO.

2.1 Previsiones y supuestos básicos.

2.2 Descripción de la geometría de la zona de deformación.

2.3 Descripción de los parámetros de potencia del proceso de perfilado.

2.4 Evaluación de la capacidad de llenado de las esquinas del troquel de trefilado y el apriete de las caras del perfil.

2.5 Descripción del algoritmo para el cálculo de parámetros de perfilado.

2.6 Análisis informático de las condiciones de fuerza de perfilado tubos cuadrados dibujo sin corregir.

2.7 Conclusiones.

3 CÁLCULO DE LA HERRAMIENTA DE RESISTENCIA PARA DIBUJAR TUBOS DE PERFIL.

3.1 Planteamiento del problema.

3.2 Determinación del estado tensional del dado.

3.3 Construcción de funciones de mapeo.

3.3.1 Agujero cuadrado.

3.3.2 Agujero rectangular.

3.3.3 Agujero plano-ovalado.

3.4 Un ejemplo de cálculo del estado de tensión de un troquel de dibujo con un agujero cuadrado.

3.5 Ejemplo de cálculo del estado tensional de un troquel de embutición con agujero redondo.

3.6 Análisis de los resultados obtenidos.

3.7 Conclusiones.

4 ESTUDIOS EXPERIMENTALES DE PERFILADO DE TUBOS CUADRADOS Y RECTANGULARES POR DIBUJO.

4.1 Metodología del experimento.

4.2 Perfilado de un tubo cuadrado dibujando una transición en un dado.

4.3 Perfilado de tubo cuadrado estirando en una sola pasada con contratensión.

4.4 Modelo matemático lineal trifactorial del perfilado de tubos cuadrados.

4.5 Determinación de la rellenabilidad de las esquinas del troquel de trefilado y el apriete de las caras.

4.6 Mejora de la calibración de canales de matriz para tuberías rectangulares.

4.7 Conclusiones.

5 DIBUJO DE TUBOS PERFILADOS HELICOIDALMENTE.

5.1 Elección de parámetros tecnológicos de estirado con torsión.

5.2 Determinación del par.

5.3 Determinación de la fuerza de tracción.

5.4 Estudios experimentales.

5.5 Conclusiones.

Lista recomendada de tesis

• Dibujar tuberías de paredes delgadas con una herramienta giratoria 2009, candidato de ciencias técnicas Pastushenko, Tatyana Sergeevna

• Mejora de la tecnología de trefilado sin mandril de tubos de pared delgada en un bloque de troqueles de trefilado con un espesor de pared garantizado 2005, candidato de ciencias técnicas Kargin, Boris Vladimirovich

• Mejora de procesos y máquinas para la fabricación de tubos perfilados en frío basados ​​en la simulación de la zona de deformación 2009, Doctor en Ciencias Técnicas Parshin, Sergey Vladimirovich

• Modelado del proceso de perfilado de tuberías multifacéticas con el fin de mejorarlo y seleccionar los parámetros del molino 2005, candidata de ciencias técnicas Semenova, Natalya Vladimirovna

• Dibujar tuberías de material de endurecimiento anisotrópico 1998, doctorado Chernyaev, Alexey Vladimirovich

Introducción a la tesis (parte del resumen) sobre el tema "Mejora del proceso de perfilado de tuberías poliédricas mediante dibujo sin mandril"

Relevancia del tema. El desarrollo activo del sector de producción de la economía, los requisitos estrictos para la economía y la confiabilidad de los productos, así como para la eficiencia de la producción requieren el uso de tipos de equipos y tecnología que ahorren recursos. Para muchos sectores de la industria de la construcción, ingeniería mecánica, fabricación de instrumentos, industria de la ingeniería de radio, una de las soluciones es el uso de tipos de tuberías económicas (tuberías de intercambio de calor y radiadores, guías de ondas, etc.), lo que le permite: aumentar la potencia de las instalaciones, la resistencia y durabilidad de las estructuras, reducir su consumo de metal, ahorrar materiales, mejorar la apariencia. Una amplia gama y un volumen significativo de consumo de tubos perfilados hicieron necesario el desarrollo de su producción en Rusia. En la actualidad, la mayor parte de los tubos perfilados se fabrican en talleres de trefilado, ya que las operaciones de laminado en frío y trefilado están suficientemente desarrolladas en la industria nacional. En este sentido, es especialmente importante la mejora de la producción existente: el desarrollo y fabricación de utillajes, la introducción de nuevas tecnologías y métodos.

Los tipos más comunes de tuberías con forma son las tuberías multifacéticas (cuadradas, rectangulares, hexagonales, etc.) alta precisión obtenido por estirado recto en una sola pasada.

La relevancia del tema de la disertación está determinada por la necesidad de mejorar la calidad de las tuberías multifacéticas mejorando el proceso de perfilado sin mandril.

El objetivo del trabajo es mejorar el proceso de perfilado de tubos poliédricos por embutición sin mandril mediante el desarrollo de métodos de cálculo de parámetros tecnológicos y geometría de herramienta.

Para lograr este objetivo, es necesario resolver las siguientes tareas:

1. Cree un modelo matemático para perfilar tuberías poliédricas mediante dibujo sin mandril para evaluar las condiciones de fuerza, teniendo en cuenta la ley de endurecimiento no lineal, la anisotropía de las propiedades y la geometría compleja del canal de la matriz.

2. Determinar las condiciones de fuerza en función de los parámetros físicos, tecnológicos y estructurales del perfilado en el caso de embutición sin mandril.

3. Desarrollar un método para evaluar la capacidad de llenado de las esquinas del troquel y el ajuste de la cara al dibujar tuberías multifacéticas.

4. Desarrollar un método para calcular la resistencia de los troqueles con forma para determinar los parámetros geométricos de la herramienta.

5. Desarrollar una metodología para el cálculo de parámetros tecnológicos con perfilado y torsión simultáneos.

6. Realizar estudios experimentales de los parámetros tecnológicos del proceso que aseguren una alta precisión de las dimensiones de las tuberías multifacéticas y verificar la adecuación del cálculo de los parámetros tecnológicos de perfilado utilizando un modelo matemático.

Métodos de búsqueda. Los estudios teóricos se basaron en las principales disposiciones y suposiciones de la teoría del dibujo, la teoría de la elasticidad, el método de mapeos conformes y las matemáticas computacionales.

Los estudios experimentales se llevaron a cabo en condiciones de laboratorio utilizando los métodos de planificación matemática del experimento en una máquina de prueba universal TsDMU-30.

El autor defiende los resultados del cálculo de los parámetros tecnológicos y estructurales del perfilado de tuberías multifacéticas mediante dibujo sin mandril: un método para calcular la resistencia de un troquel conformado, teniendo en cuenta las cargas normales en el canal; método para calcular los parámetros tecnológicos del proceso de perfilado de tuberías poliédricas por estirado sin mandril; metodología para el cálculo de parámetros tecnológicos con perfilado y torsión simultáneos durante el trefilado sin mandril de tubos poliédricos helicoidales de paredes delgadas; resultados de estudios experimentales.

Novedad científica. Se establecen las regularidades de los cambios en las condiciones de fuerza durante el perfilado de tuberías multifacéticas mediante trefilado sin mandril, teniendo en cuenta la ley de endurecimiento no lineal, la anisotropía de las propiedades y la geometría compleja del canal de la matriz. Se resuelve el problema de determinar el estado tensional de una matriz conformada, que se encuentra bajo la acción de cargas normales en el canal. Se proporciona un registro completo de las ecuaciones del estado tensión-deformación con perfilado y torsión simultáneos de un tubo poliédrico.

La confiabilidad de los resultados de la investigación se confirma mediante una formulación matemática rigurosa de los problemas, el uso de métodos analíticos para resolver problemas, métodos modernos para realizar experimentos y procesar datos experimentales, reproducibilidad de los resultados experimentales, convergencia satisfactoria de datos experimentales calculados y prácticos. resultados, el cumplimiento de los resultados de la simulación con la tecnología de fabricación y las características de los tubos poliédricos terminados.

El valor práctico del trabajo es el siguiente:

1. Se proponen modos de obtención de tubos cuadrados 10x10x1mm a partir de aleación D1 de alta precisión, que aumentan el rendimiento en un 5%.

2. Se determinan las dimensiones de los troqueles conformados, asegurando su desempeño.

3. Combinando las operaciones de perfilado y torsión se acorta el ciclo tecnológico para la fabricación de tubos poliédricos helicoidales.

4. Calibración mejorada del canal de troquel para perfilar tuberías rectangulares de 32x18x2 mm.

Aprobación de obra. Las principales disposiciones del trabajo de disertación se informaron y discutieron en la conferencia científica y técnica internacional dedicada al 40 aniversario de la Planta Metalúrgica de Samara "Nuevas direcciones para el desarrollo de la producción y el consumo de aluminio y sus aleaciones" (Samara: SSAU, 2000 ); XI Jornadas Interuniversitarias "Modelización Matemática y Problemas de Frontera", (Samara: SSTU, 2001); la segunda conferencia científica y técnica internacional "Física de metales, mecánica de materiales y procesos de deformación" (Samara: SSAU, 2004); XIV Lecturas de Tupolev: conferencia científica internacional de jóvenes (Kazan: KSTU, 2006); IX Lecturas Reales: Congreso Científico Internacional de la Juventud (Samara: SSAU, 2007).

Publicaciones Los materiales que reflejan el contenido principal de la disertación se publicaron en 11 artículos, incluidas 4 publicaciones científicas líderes revisadas por pares, determinadas por la Comisión Superior de Certificación.

Estructura y alcance del trabajo. La disertación consta de símbolos básicos, introducción, cinco capítulos, bibliografía y apéndice. La obra se presenta en 155 páginas de texto mecanografiado, incluidas 74 figuras, 14 tablas, una bibliografía de 114 títulos y un apéndice.

El autor expresa su agradecimiento al personal del Departamento de Conformación de Metales por su ayuda, así como al supervisor, Profesor del Departamento, Doctor en Ciencias Técnicas. V. R. Kargin por sus valiosos comentarios y asistencia práctica en el trabajo.

Tesis similares en la especialidad "Tecnologías y máquinas para tratamiento a presión", código VAK 05.03.05

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conclusión de tesis sobre el tema "Tecnologías y máquinas para tratamiento a presión", Shokova, Ekaterina Viktorovna

PRINCIPALES RESULTADOS Y CONCLUSIONES DEL TRABAJO

1. Del análisis de la literatura científica y técnica, se deduce que uno de los procesos racionales y productivos para la fabricación de tubos poliédricos de pared delgada (cuadrados, rectangulares, hexagonales, octogonales) es el proceso de estirado sin mandril.

2. Se ha desarrollado un modelo matemático del proceso de perfilado de tuberías multifacéticas mediante dibujo sin mandril, que permite determinar las condiciones de fuerza teniendo en cuenta la ley de endurecimiento no lineal, la anisotropía de las propiedades del material de la tubería y la geometría compleja de el canal de la matriz. El modelo se implementa en el entorno de programación Delphi 7.0.

3. Con la ayuda de un modelo matemático, se establece la influencia cuantitativa de factores físicos, tecnológicos y estructurales en los parámetros de potencia del proceso de perfilado de tuberías multifacéticas por dibujo sin mandril.

4. Se han desarrollado técnicas para evaluar la capacidad de llenado de las esquinas de la matriz y el apriete de la cara durante el trefilado sin mandril de tuberías poliédricas.

5. Se ha desarrollado un método para el cálculo de la resistencia de dados perfilados, teniendo en cuenta las cargas normales en el canal, basado en la función de tensión de Airy, el método de mapeos conformes y la tercera teoría de la resistencia.

6. Se ha construido experimentalmente un modelo matemático de tres factores para el perfilado de tuberías cuadradas, que permite seleccionar parámetros tecnológicos que aseguren la precisión de la geometría de las tuberías resultantes.

7. Se ha desarrollado y llevado al nivel de ingeniería un método para calcular parámetros tecnológicos con perfilado y torsión simultáneos de tubos poliédricos mediante estirado sin mandril.

8. Los estudios experimentales del proceso de perfilado de tubos poliédricos por estirado sin mandril mostraron una convergencia satisfactoria de los resultados del análisis teórico con los datos experimentales.

Lista de referencias para la investigación de tesis Candidata de Ciencias Técnicas Shokova, Ekaterina Viktorovna, 2008

1.A.c. 1045977 URSS, MKI3 V21SZ/02. Herramienta para dibujar tubos perfilados de paredes delgadas Texto. / V. N. Ermakov, G. P. Moiseev, AB Suntsov y otros (URSS). nº 3413820; dic. 31/03/82; publ. 07.10.83, Bol. Nº 37. - Zs.

2.A.c. 1132997 URSS, MKI3 V21SZ/00. Matriz compuesta para dibujar perfiles polifacéticos con un número par de caras Texto. / Y EN. Rebrin, A.A. Pavlov, E. V. Nikulin (URSS). -Nº 3643364/22-02; dic. 16/09/83; publ. 07.01.85, Bol. n° 1 -4 s.

3.A.c. 1197756 URSS, MKI4V21S37/25. Método de fabricación de tubos rectangulares. / P. N. Kalinushkin, V. B. Furmanov y otros (URSS). nº 3783222; oferta.24.08.84; publ. 15/12/85, Bol. Nº 46. - 6 s.

4.A.c. 130481 URSS, MKI 7s5. Dispositivo para torcer perfiles no circulares dibujando Texto. / V. L. Kolmogorov, G. M. Moiseev, Yu.N. Shakmaev y otros (URSS). nº 640189; dic. 02.10.59; publ. 1960, Bol. Nº 15. -2 s.

5.A.c. 1417952 URSS, MKI4V21S37/15. Método para la fabricación de tubos de perfil poliédrico. /A.B. Yukov, A.A. Shkurenko y otros (URSS). nº 4209832; dic. 09/01/87; publ. 23/08/88, Bol. Nº 31. - 5 s.

6.A.c. 1438875 URSS, MKI3 V21S37/15. Método de fabricación de tubos rectangulares. / A.G. Mijailov, L.B. Maslan, vicepresidente Buzin y otros (URSS). nº 4252699/27-27; dic. 28/05/87; publ. 23/11/88, Bol. Nº 43. -4 s.

7.A.c. 1438876 URSS, MKI3 V21S37/15. Dispositivo para convertir tubos redondos en rectangulares Texto. / A.G. Mijailov, L.B. Maslan, vicepresidente Buzin y otros (URSS). nº 4258624/27-27; dic. 09/06/87; publ. 23/11/88, Bol. Nº 43. -Zs.

8.A.c. 145522 URSS MKI 7L410. Matriz para estirar tubos Text./E.V.

9. Kusch, B. K. Ivanov (URSS) - No. 741262/22; dic. 10/08/61; publ. 1962, Bol. No. 6. -Zs.

10.A.c. 1463367 URSS, MKI4 V21S37/15. Método para la fabricación de tubos poliédricos.Texto. / V. V. Yakovlev, V. A. Shurinov, A. I. Pavlov y V. A. Belyavin (URSS). nº 4250068/23-02; dic. 13/04/87; publ. 07.03.89, Bol. Nº 9. -2 s.

11.A.c. 590029 URSS, MKI2V21SZ/00. Matriz de trefilado para perfiles multifacéticos de paredes delgadas Texto. / B.JI. Dyldin, VA Aleshin, G.P. Moiseev y otros (URSS). N° 2317518/22-02; dic. 30/01/76; publ. 30.01.78, Bol. No. 4. -Zs.

12.A.c. 604603 URSS, MKI2 V21SZ/00. Troquel de trefilado para alambre rectangular Texto. /J.I.C. Vatrushin, I.Sh. Berin, A.JI. Chechurín (URSS). -Nº 2379495/22-02; dic. 05/07/76; publicación 30.04.78, Bol. No. 16. 2 p.

13.A.c. 621418 URSS, MKI2 V21SZ/00. Herramienta para dibujar tuberías poliédricas con un número par de caras Texto. / G. A. Savin, VI. Panchenko, V. K. Sidorenko, L. M. Shlosberg (URSS). nº 2468244/22-02; dic. 29/03/77; publ. 30.08.78, Bol. Nº 32. -2 s.

14.A.c. 667266 URSS, MKI2 V21SZ/02. Texto Voloka. / A.A. Fotov, V. N. Duev, G. P. Moiseev, V. M. Ermakov, Yu.G. Bien (URSS). nº 2575030/22-02; dic. 01/02/78; publ. 15/06/79, Bol. #22, -4s.

15.A.c. 827208 URSS, MKI3 V21SZ/08. Dispositivo para la fabricación de tubos perfilados Texto. / I A. Lyashenko, G. P. Motseev, S. M. Podoskin y otros (URSS). N° 2789420/22-02; oferta.29.06.79; publ. 07.05.81, Bol. Nº 17. - Zs.

16.A.c. 854488 URSS, MKI3 V21SZ/02. Herramienta de dibujo Texto./

17. SP Panasenko (URSS). N° 2841702/22-02; dic. 23/11/79; publ. 15.08.81, Bol. Nº 30. -2 s.

18.A.c. 856605 URSS, MKI3 V21SZ/02. Troquel para dibujar perfiles Texto. / Yu.S. Zykov, A.G. Vasiliev, A.A. Kochetkov (URSS). nº 2798564/22-02; dic. 19/07/79; publ. 23/08/81, Bol. Nº 31. -Zs.

19. c.a. 940965 URSS, MKI3 V21SZ/02. Herramienta para la fabricación de superficies perfiladas Texto. / I A. Saveliev, Yu.S. Voskresensky, A.D. Osmanis (URSS).- Nº 3002612; dic. 06/11/80; publ. 07.07.82, Bol. Nº 25. Zs.

20. Adler, Yu.P. Planificación de un experimento en la búsqueda condiciones óptimas Texto./ Yu.P. Adler, E. V. Markova, Yu.V. Granovsky M.: Nauka, 1971. - 283p.

21. Alynevski, JI.E. Fuerzas de tracción durante el estirado en frío de tuberías Texto./JI.E. Alshevski. M.: Metallurgizdat, 1952.-124p.

22. Amenzade, Yu.A. Teoría de la elasticidad Texto./ Yu.A. Amenzade. METRO.: Escuela de posgrado, 1971.-288s.

23. Argunov, V.N. Calibración de perfiles perfilados Texto./V.N. Argunov, M.Z. Yermanok. M.: Metalurgia, 1989.-206s.

24. Aryshensky, Yu.M. Obtención de anisotropía racional en láminas Texto./ Yu.M. Aryshensky, F. V. Grechnikov, V.Yu. Aryshensky. M.: Metalurgia, 1987-141s.

25. Aryshensky, Yu.M. Teoría y cálculos del conformado plástico de materiales anisotrópicos Texto./ Yu.M. Aryshensky, F. V. Grechnikov.- M.: Metalurgia, 1990.-304p.

26. Bisk, MB Tecnología racional para la fabricación de herramientas de trefilado de tuberías Texto./M.B. Bisk-M.: Metalurgia, 1968.-141 p.

27. Vdovin, S. I. Métodos para calcular y diseñar en una computadora los procesos de estampación de hojas y perfiles en blanco Texto./S.I. Vdovin - M .: Mashinostroenie, 1988.-160s.

28. Vorobyov, D.N. Calibración de una herramienta para dibujar tubos rectangulares Texto./ D.N. Vorobyov D.N., V.R. Kargin, I. I. Kuznetsova// Tecnología de aleaciones ligeras. -1989. -No. -p.36-39.

29. Vydrin, V.N. Producción de perfiles perfilados de alta precisión Text./ V.N. Vydrin y otros - M .: Metalurgia, 1977.-184p.

30. Gromov, N. P. Teoría del conformado de metales Text./N.P. Gromov -M.: Metalurgia, 1967.-340s.

31. Gubkin, S.I. Críticas a los métodos existentes para el cálculo de los esfuerzos de operación en el OMD/S.I. Gubkin// Métodos de ingeniería de cálculo de procesos tecnológicos OMD. -M.: Mashgiz, 1957. S.34-46.

32. Gulyaev, G.I. Estabilidad de la sección transversal del tubo durante la reducción Texto./ G.I. Gulyaev, P.N. Ivshin, V. K. Yanovich // Teoría y práctica de la reducción de tuberías. págs. 103-109.

33. Gulyaev Yu.G. Modelado matemático de procesos OMD Text./ Yu.G. Guliaev, S.A. Chukmasov, A. B. Gubinsky. Kyiv: Nauk. Dumka, 1986. -240p.

34. Gulyaev, Yu.G. Mejorando la precisión y calidad de las tuberías Texto. / Yu.G. Gulyaev, M. Z. Volodarsky, O. I. Lev y otros - M.: Metalurgia, 1992.-238s.

35. Pistola, G.Ya. Fundamentos teóricos del conformado de metales / G.Ya. gong. M.: Metalurgia, 1980. - 456s.

36. Pistola, G.Ya. Conformación plástica de metales Texto./ G.Ya. Gong, P. I. Polukhin, BA Prudkovsky. M.: Metalurgia, 1968. -416s.

37. Danchenko, V.N. Producción de tubos perfilados Text./ V.N. Danchenko,

38. VA Sergeev, E. V. Nikulin. M.: Ingeniería Intermet, 2003. -224p.

39. Dnestrovsky, Nueva Zelanda Dibujo de metales no ferrosos Texto./N.Z. Dniéster. M.: Estado. ciencia-tecnología. edición iluminado. por hora y color metalurgia, 1954. - 270s.

40. Dorojov, A.I. Cambiar el perímetro al dibujar tubos con forma Texto./A.I. Dorojov// Bul. científico y técnico información VNITI. M .: Metallurg-publicado, 1959. - No. 6-7. - P.89-94.

41. Dorojov, A.I. Determinación del diámetro de la pieza inicial para trefilado y laminado sin mandril de tubos rectangulares, triangulares y hexagonales Texto./A.I. Dorojov, V.I. Shafir// Fabricación de tubos / VNITI. M., 1969. - Número 21. - S. 61-63.

42. Dorojov, A.I. Tensiones axiales durante el trefilado de tubos perfilados sin mandril Texto./ A.I. Dorojov // Tr. UkrNITI. M.: Metallugizdat, 1959. - Número 1. - P.156-161.

43. Dorojov, A.I. Perspectivas para la producción de tubos perfilados conformados en frío y la base de la tecnología moderna para su fabricación Texto./A.I. Dorojov, V.I. Rebrin, AP Usenko// Los tubos de los tipos económicos: M.: Metallurgy, 1982. -S. 31-36.

44. Dorojov, A.I. Calibración racional de rodillos de laminadores de cajas múltiples para la producción de tubos de sección rectangular Texto./ A.I. Dorojov, P.V. Savkin, AB Kolpakovsky //Progreso técnico en la producción de tuberías. M.: Metalurgia, 1965.-S. 186-195.

45. Emelianenko, P.T. Laminado de tubos y producción de perfiles de tubos Text. / P.T. Emelianenko, A.A. Shevchenko, S. I. Borisov. M.: Metallurgizdat, 1954.-496s.

46. ​​​​Ermanok, M.Z. Prensado de paneles de aleación de aluminio. Moscú: Metalurgia. - 1974. -232p.

47. Ermanok, M.Z. El uso del dibujo sin mandril en la producción de tubos de 1 "Texto. / M.Z. Ermanok. M .: Tsvetmetinformatsia, 1965. - 101p.

48. Ermanok, M.Z. Desarrollo de la teoría del dibujo Texto./ M.Z. Ermanok // Metales no ferrosos. -1986. Núm. 9.- S. 81-83.

49. Ermanok, M.Z. Tecnología racional para la producción de tubos rectangulares de aluminio Texto./M.Z. Ermanok M.Z., V.F. Kleymenov. // Metales no ferrosos. 1957. - Nº 5. - P.85-90.

50. Zykov, Yu.S. Relación óptima de deformaciones al dibujar perfiles rectangulares Texto./Yu.S. Zykov, A.G. Vasiliev, A.A. Kochetkov // Metales no ferrosos. 1981. - Nº 11. -p.46-47.

51. Zykov, Yu.S. Influencia del perfil del canal de dibujo en la fuerza de dibujo Text./Yu.S. Zykov//Noticias de las universidades. metalurgia ferrosa. 1993. -№2. - P.27-29.

52. Zykov, Yu.S. Estudio de la forma combinada del perfil longitudinal del área de trabajo del troquel Text./ Yu.S. Zykov// Metalurgia y química del coque: Tratamiento de metales por presión. - Kyiv: Técnica, 1982. - Número 78. págs. 107-115.

53. Zykov, Yu.S. Parámetros óptimos para dibujar perfiles rectangulares Text./Yu.S. Zykov // Megallas de colores. 1994. - Nº 5. - P.47-49. .

54. Zykov, Yu.S. Parámetros óptimos del proceso de dibujo de un perfil rectangular Texto./Yu.S. Zykov // Metales no ferrosos. 1986. - Nº 2. - S. 71-74.

55. Zykov, Yu.S. Ángulos de dibujo óptimos para el endurecimiento de metales Texto./ Yu.S. Zykov.// Noticias de universidades. 4M. 1990. - Nº 4. - P.27-29.

56. Ilyushin, A.A. El plastico. Parte uno. Deformaciones elástico-plásticas / A.A. Ilyushin. -M.: MGU, 2004. -376 p.

57. Kargin, V. R. Análisis del trefilado sin mandril de tubos de pared delgada con contratensión Texto./ V.R. Kargin, E. V. Shokova, BV Kargin // Vestnik SSAU. Samara: SSAU, 2003. - N° 1. - P.82-85.

58. Kargin, V.R. Introducción a la formación de metales

59. Texto: libro de texto / V.R. Kargin, E. V. Shokov. Sámara: SGAU, 2003. - 170p.

60. Kargin, V. R. Dibujo de tubos roscados Texto./ V.R. Kargin // Metales no ferrosos. -1989. n° 2 - P.102-105.

61. Kargin, V. R. Fundamentos del experimento de ingeniería: libro de texto / V.R. Kargin, V. M. Zaitsev. Sámara: SGAU, 2001. - 86p.

62. Kargin, V. R. Cálculo de herramientas para dibujar perfiles cuadrados y tuberías Texto./ V.R. Kargin, M. V. Fedorov, E. V. Shokova // Actas del Centro Científico Samara de la Academia Rusa de Ciencias. 2001. - Nº 2. - T. Z. - S.23 8-240.

63. Kargin, V. R. Cálculo del engrosamiento de la pared de la tubería durante el trefilado sin mandril Texto./ V.R. Kargin, BV Kargin, E. V. Shokova// Producción de piezas en bruto en ingeniería mecánica. 2004. -№1. -p.44-46.

64. Kasatkin, N.I. Estudio del proceso de perfilado de tubos rectangulares Texto./ N.I. Kasatkin, T. N. Khonina, I. V. Komkova, MP Panova / Estudio de procesos de conformado de metales no ferrosos. - M.: Metalurgia, 1974. Edición. 44. - S. 107-111.

65. Kirichenko, A.N. Análisis de la rentabilidad de varios métodos para la producción de tubos perfilados con un espesor de pared constante a lo largo del perímetro Texto./ A.N. Kirichenko, A. I. Gubin, G. I. Denisova, N. K. Khudyakova// Los tubos de los tipos económicos. -M., 1982. -S. 31-36.

66. Kleimenov, V.F. Elección de una pieza de trabajo y cálculo de una herramienta para dibujar tubos rectangulares hechos de aleaciones de aluminio Texto./ V.F. Kleimenov, R. I. Muratov, MI. Erlich // Tecnología de aleaciones ligeras.-1979.- Nº 6.- P.41-44.

67. Kolmogorov, V.L. Herramienta de dibujo Texto./ V.L. Kolmogorov, S. I. Orlov, V. Yu. Shevliakov. -M.: Metalurgia, 1992. -144p.

68. Kolmogorov, B.JI. Voltajes. Deformaciones. Texto de destrucción./ B.JT. Kolmogorov. M.: Metalurgia, 1970. - 229p.

69. Kolmogorov, B.JI. Problemas tecnológicos de dibujo y prensado: libro de texto / B.JI. Kolmogorov. - Sverdlovsk: UPI, 1976. - Número 10. -81s.

70. Koppenfels, V. Práctica de mapeos conformes Texto. / V. Koppenfels, F. Shtalman. M.: IL, 1963. - 406s.

71. Koff, Z. A. Laminación en frío de tubos Texto. / PER. Koff, PM Soloveichik, VA Aleshin y otros Sverdlovsk: Metallurgizdat, 1962. - 432p.

72. Krupman, Yu.G. El estado actual de la producción mundial de tuberías Texto./Yu.G. Kroopman, J1.C. Lyakhovetsky, O.A. Semenov. M.: Metalurgia, 1992. -81s.

73. Levanov, A.N. Fricción de contacto en procesos OMD Texto. LN Leva-nov, V.L. Kolmagorov, S.L. Burkin y otros M .: Metallurgy, 1976. - 416s.

74. Levitansky, MD Cálculo de estándares técnicos y económicos para la producción de tubos y perfiles a partir de aleaciones de aluminio en computadoras personales Texto./M.D. Levitansky, E.B. Makovskaya, R.P. Nazarova // Metales no ferrosos. -19.92. -#2. -p.10-11.

75. Lysov, M.N. Teoría y cálculo de los procesos de fabricación de piezas por métodos de doblado Texto./ M.N. Lysov M.: Mashinostroenie, 1966. - 236p.

76. Muskhelishvili, N.I. Algunos problemas básicos de la teoría matemática de la elasticidad Texto./ N.I. Muskhelishvili. M.: Nauka, 1966. -707p.

77. Osadchy, V.Ya. Estudio de los parámetros de potencia del perfilado de tubos en calibres de troqueles y rodillos Texto./ V.Ya. Osadchiy, S.A. Stepantsov // Acero. -1970. -№8.-S.732.

78. Osadchy, V. Ya. Características de la deformación en la fabricación de tubos perfilados de sección rectangular y variable Texto./ V.Ya. Osadchiy, S.A. Stepantsov // Acero. 1970. - Nº 8. - Pág.712.

79. Osadchy, V. Ya. Cálculo de tensiones y fuerzas al dibujar tuberías Texto./

80. V. Ya. Osadchy, A.JI. Vorontsov, S.M. Karpov// Producción de productos laminados. 2001. - Nº 10. - P.8-12.

81. Osadchiy, S.I. Estado tensión-deformación durante el perfilado Texto./ V.Ya. Osadchiy, S.A. Getia, S.A. Stepantsov // Noticias de las universidades. metalurgia ferrosa. 1984. -№9. -p.66-69.

82. Parshin, BC Fundamentos de mejora sistémica de procesos y trefiladoras de tubos en frío / B.C. Parshin. Krasnoyarsk: Editorial Krasnoyar. un-ta, 1986. - 192p.

83. Parshin, BC Trefilado en frío de tubos Texto./ B.C. Parshin, A.A. Fotov, VA Aleshin. M.: Metalurgia, 1979. - 240s.

84. Perlin, IL Teoría del dibujo Texto./I.L. Perlin, M.Z. Yermanok. -M.: Metalurgia, 1971.- 448s.

85. Perlin, P.I. Contenedores para lingotes planos Texto./ P.I. Perlin, L. F. Tolchenova // Sáb. tr. VNIImetmash. ONTI VNIImetmash, 1960. - Nº 1. -p.136-154.

86. Perlin, P.I. Método de cálculo de envases para prensar a partir de un lingote plano Texto./P.I. Perlin // Boletín de ingeniería mecánica 1959. - No. 5. - P.57-58.

87. Popov, E. A. Fundamentos de la teoría de la estampación de chapa.Texto. / E. A. Popov. -M.: Mashinostroenie, 1977. 278s.

88. Potapov, I.N. Teoría de la producción de tuberías Texto./I.N. Potapov, A. P. Kolikov, V. M. Druyan y otros M .: Metallurgy, 1991. - 406s.

89. Ravin, A.N. Útil de perfilado para prensado y dibujo de perfiles Text./ A.N. Ravin, E. Sh. Sujodrev, L.R. Dudetskaya, V. L. Shcherbanyuk.- Minsk: Ciencia y Tecnología, 1988. 232p.

90. Rachtmayer, R.D. Métodos de diferencia para resolver problemas de valores en la frontera Texto./ R.D. Rachtmayer. M.: Mir, 1972. - ¡418s!

91. Savin, G. A. Dibujo de tubería Texto./ G.A. Savin. M.: Metalurgia, 1993.-336s.

92. Savin, G.N. Distribución de tensiones cerca de agujeros Texto./ G.N.

93. Savin. Kyiv: Naukova Dumka, 1968. - 887p.

94. Segerlind, JI. Aplicación de Texto FEM./ JI. Segerlind. M.: Mir, 1977. - 349p.

95. Smirnov-Alyaev, G. A. Problema axisimétrico de la teoría del flujo plástico durante la compresión, dilatación y estirado de tuberías Texto./G.A. Smirnov-Alyaev, G. Ya. Gong // Izvestiya vuzov. metalurgia ferrosa. 1961. - Nº 1. - S. 87.

96. Storozhev, M.V. Teoría del conformado de metales / M.V. Storozhev, E. A. Popov. M.: Mashinostroenie, 1977. -432s.

97. Timoshenko, S.P. Resistencia de los materiales Texto./S.P. Timoshenko - M.: Nauka, 1965. T. 1.2.-480s.

98. Timoshenko, S.P. Estabilidad de sistemas elásticos Text./S.P. Timoshenko. M.: GITTL, 1955. - 568s.

99. Trusov, P.V. Estudio del proceso de perfilado de tubos ranurados Texto./ P.V. Trusov, V. Yu. Stolbov, IA Kron//Tratamiento de metales por presión. - Sverdlovsk, 1981. Nº 8. - P.69-73.

100. Hooken, V. Preparación de tubos para trefilado, métodos de trefilado y equipos utilizados en el trefilado Texto./ V. Hooken // Producción de tuberías. Düsseldorf, 1975. Per. con él. M.: Metallurgizdat, 1980. - 286s.

101. Shevakin, Yu.F. Computadoras en la producción de tuberías Texto./ Yu.F. Shevakin, AM Rytikov. M.: Metalurgia, 1972. -240s.

102. Shevakin Yu.F. Calibración de una herramienta para dibujar tubos rectangulares Texto./ Yu.F. Shevakin, NI Kasatkin// Estudio de procesos de conformado de metales no ferrosos. -M.: Metalurgia, 1971. Edición. Nº 34. - P.140-145.

103. Shevakin Yu.F. Producción de tuberías Text./ Yu.F. Shevakin, AZ Gleyberg. M.: Metalurgia, 1968. - 440s.

104. Shevakin Yu.F. Producción de tubos a partir de metales no ferrosos Text./Yu.F. Shevakin, AM Rytikov, F. S. Seidaliev M.: Metallurgizdat, 1963. - 355p.

105. Shevakin, Yu.F., Rytikov A.M. Mejora de la eficiencia de la producción de tuberías a partir de metales no ferrosos Text./ Yu.F. Shevakin, AM Rytikov. M.: Metalurgia, 1968.-240s.

106. Shokova, E. V. Calibración de una herramienta para dibujar tubos rectangulares Texto./E.V. Shokova // XIV Lecturas de Tupolev: Conferencia Científica Internacional de Jóvenes, Universidad Estatal de Kazan. tecnología un-t. Kazán, 2007. - Volumen 1. - S. 102103.

107. Shurupov, A.K., Freiberg, M.A. Fabricación de tubos de perfiles económicos Text./A.K. Shurupov, M.A. Freiberg.-Sverdlovsk: Metallurgizdat, 1963-296s.

108. Yakovlev, V.V. Dibujo de tubos rectangulares de mayor precisión Texto. / V.V. Yakovlev, BA Smelnitsky, V. A. Balyavin y otros // Acero.-1981.-Nº 6-S.58.

109. Yakovlev, V.V. Tensiones de contacto durante el trefilado de tuberías sin mandril. Texto./ V.V. Yakovlev, V. V. Ostryakov // Sat: Producción de tubos sin costura. - M .: Metalurgia, 1975. - No. 3. - P. 108-112.

110. Yakovlev, V.V., Dibujo de tubos rectangulares en un mandril móvil Text. / V.V. Yakovlev, V. A. Shurinov, V. A. Balyavin; VNITI. Dnepropetrovsk, 1985. - 6s. - Dep. en Chermetinformation 13/05/1985, N° 2847.

111. Automatische fertingund vou profiliohren Becker H., Brockhoff H., "Blech Rohre Profile". 1985. -№32. -C.508-509.

Tenga en cuenta que los textos científicos presentados anteriormente se publican para su revisión y se obtienen mediante el reconocimiento de los textos originales de disertaciones (OCR). En este sentido, pueden contener errores relacionados con la imperfección de los algoritmos de reconocimiento. No existen tales errores en los archivos PDF de disertaciones y resúmenes que entregamos.

3.2 Cálculo de la mesa rodante

El principio básico de la construcción del proceso tecnológico en las instalaciones modernas es obtener tubos del mismo diámetro constante en un molino continuo, lo que permite el uso de una palanquilla y un manguito también de un diámetro constante. La obtención de tuberías del diámetro requerido se asegura por reducción. Tal sistema de trabajo facilita y simplifica enormemente el ajuste de los molinos, reduce el stock de herramientas y, lo que es más importante, le permite mantener una alta productividad de toda la unidad incluso cuando se enrollan tubos de un diámetro mínimo (después de la reducción).

Calculamos la mesa rodante contra el progreso rodante de acuerdo con el método descrito en. El diámetro exterior de la tubería después de la reducción está determinado por las dimensiones del último par de rodillos.

D p 3 \u003d (1.010..1.015) * D o \u003d 1.01 * 33.7 \u003d 34 mm

donde D p es el diámetro de la tubería terminada después del molino de reducción.

El espesor de la pared después de los laminadores continuos y de reducción debe ser igual al espesor de la pared del tubo terminado, es decir S n \u003d Sp \u003d S o \u003d 3,2 mm.

Como sale una tubería del mismo diámetro después de un molino continuo, tomamos D n \u003d 94 mm. En los molinos continuos, la calibración de los rodillos asegura que en los últimos pares de rodillos el diámetro interior del tubo sea 1-2 mm mayor que el diámetro del mandril, de modo que el diámetro del mandril será igual a:

H \u003d d n - (1..2) \u003d D n -2S n -2 \u003d 94-2 * 3.2-2 \u003d 85,6 mm.

Tomamos el diámetro de los mandriles igual a 85 mm.

El diámetro interior del manguito debe garantizar la libre inserción del mandril y se toma 5-10 mm mayor que el diámetro del mandril.

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

Aceptamos la pared de la manga:

S g \u003d S n + (11..14) \u003d 3.2 + 11.8 \u003d 15 mm.

El diámetro exterior de los manguitos se determina en función del valor del diámetro interior y el espesor de la pared:

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

El diámetro de la pieza de trabajo utilizada D h =120 mm.

El diámetro del mandril de la fresa perforadora se selecciona teniendo en cuenta la cantidad de laminación, es decir aumento del diámetro interior del manguito, que es del 3% al 7% del diámetro interior:

P \u003d (0.92 ... 0.97) d g \u003d 0.93 * 95 \u003d 88 mm.

Los coeficientes de estirado para molinos de perforación, continuos y reductores están determinados por las fórmulas:

,

La relación de extracción general es:

La mesa de rodadura para tubos de 48,3 × 4,0 mm y 60,3 × 5,0 mm de tamaño se calculó de manera similar.

La mesa rodante se presenta en Tabla. 3.1.

Tabla 3.1 - Mesa rodante TPA-80

Tamaño de tubos terminados, mm

Diámetro de la pieza, mm

Molino perforador

Molino continuo

molino de reducción

Relación de elongación general

Diámetro exterior

espesor de pared

Tamaño de la manga, mm

Diámetro del mandril, mm

Relación de sorteo

Dimensiones de la tubería, mm

Diámetro del mandril, mm

Relación de sorteo

Tamaño de tubería, mm

Número de puestos

Relación de sorteo

espesor de pared

espesor de pared

espesor de pared

3.3 Cálculo de la calibración de los rodillos del molino de reducción

La calibración del rollo es importante parte integral cálculo del modo de funcionamiento del molino. Determina en gran medida la calidad de las tuberías, la vida útil de la herramienta, la distribución de la carga en los puestos de trabajo y el accionamiento.

El cálculo de calibración de rollo incluye:

distribución de deformaciones parciales en los soportes del molino y cálculo de diámetros medios de calibres;

determinación de las dimensiones de los rollos.

3.3.1 Distribución de deformación parcial

Según la naturaleza del cambio de deformaciones parciales, las cajas del tren reductor se pueden dividir en tres grupos: el de cabeza al principio del tren, en el que las reducciones aumentan intensamente durante la laminación; calibrando (al final del molino), en el que las deformaciones se reducen a un valor mínimo, y un grupo de soportes entre ellos (medio), en el que las deformaciones parciales son máximas o cercanas a ellas.

Al enrollar tubos con tensión, los valores de las deformaciones parciales se toman en función de la condición de estabilidad del perfil del tubo a un valor de tensión plástica que garantiza la producción de un tubo de un tamaño determinado.

El coeficiente de tensión plástica total se puede determinar mediante la fórmula:

,

dónde
- deformaciones axiales y tangenciales tomadas en forma logarítmica; T es el valor determinado en el caso de un calibre de tres rodillos por la fórmula

donde (S/D) cp es la relación promedio entre el espesor de la pared y el diámetro durante el período de deformación de la tubería en el molino; factor k teniendo en cuenta el cambio en el grado de espesor de la tubería.

,

,

donde m es el valor de la deformación total de la tubería a lo largo del diámetro.

.

El valor de la reducción parcial crítica a tal coeficiente de tensión plástica, según , puede llegar al 6% en el segundo soporte, al 7,5% en el tercer soporte y al 10% en el cuarto soporte. En la primera jaula, se recomienda tomar en el rango de 2.5-3%. Sin embargo, para garantizar un agarre estable, generalmente se reduce la cantidad de compresión.

En los soportes de preacabado y acabado del molino, la reducción también se reduce, pero para reducir la carga en los rodillos y mejorar la precisión de los tubos terminados. En el último stand del grupo de tamaño, la reducción se toma igual a cero, el penúltimo - hasta 0,2 de la reducción en el último stand del grupo medio.

En el grupo medio de rodales se practica una distribución uniforme y desigual de las deformaciones parciales. Con una distribución uniforme de las compresiones en todos los rodales de este grupo, se supone que son constantes. La distribución desigual de las deformaciones parciales puede tener varias variantes y caracterizarse por los siguientes patrones:

la compresión en el grupo medio se reduce proporcionalmente desde los primeros soportes hasta el último modo descendente;

en los primeros rodales del grupo medio se reducen las deformaciones parciales, mientras que el resto se mantiene constante;

la compresión en el grupo medio primero aumenta y luego se reduce;

en los primeros rodales del grupo medio se dejan constantes las deformaciones parciales y en el resto se reducen.

Con modos de deformación decrecientes en el grupo medio de soportes, las diferencias en la magnitud de la potencia de laminación y la carga en el accionamiento disminuyen, debido a un aumento en la resistencia a la deformación del metal durante la laminación, debido a una disminución de su temperatura. y un aumento en la velocidad de deformación. Se cree que reducir la reducción hacia el final del molino también mejora la calidad de la superficie exterior de las tuberías y reduce la variación de la pared transversal.

Al calcular la calibración de los rodillos, asumimos una distribución uniforme de reducciones.

Los valores de las deformaciones parciales en los soportes del molino se muestran en la fig. 3.1.

Distribución de crimpado

Con base en los valores aceptados de deformaciones parciales, los diámetros promedio de los calibres se pueden calcular utilizando la fórmula de producción. tubería, y, directamente, ... fallas) durante producción hormigón celular. A producción El hormigón celular es utilizado por varios ... trabajadores directamente relacionados con producción hormigón celular, ropa especial, ...

Producción hormigón armado sin presión tubería

Trabajo de grado >> Industria, producción

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TESIS SOBRE EL TEMA:

Producción de tuberías

1. SURTIDO Y REQUISITOS DE DOCUMENTACIÓN REGLAMENTARIA PARA TUBERÍAS

1.1 Lista de tubería

JSC "KresTrubZavod" es uno de los mayores fabricantes de productos de tubería en nuestro país. Sus productos se venden con éxito tanto en el país como en el extranjero. Los productos fabricados en la planta cumplen con los requisitos de las normas nacionales y extranjeras. Los certificados de calidad internacionales son emitidos por organizaciones tales como: el Instituto Americano del Petróleo (API), el centro de certificación alemán TUV - Reiland.

El taller T-3 es uno de los principales talleres de la empresa, sus productos cumplen con los estándares presentados en la Tabla. 1.1.

Tabla 1.1 - Normas para tubos fabricados

El taller produce tuberías de acero al carbono, aleado y altamente aleado con un diámetro D=28-89 mm y un espesor de pared S=2,5-13 mm.

Básicamente, el taller está especializado en la producción de tubería, tubería de uso general y tubería destinada a su posterior procesamiento en frío.

Las propiedades mecánicas de los tubos producidos deben corresponder a las indicadas en la Tabla. 1.2.

1.2 Requisito de documentación reglamentaria

La producción de tuberías en el taller T-3 KresTrubZavod se lleva a cabo de acuerdo con varios documentos reglamentarios como GOST, API, DIN, NFA, ASTM y otros. Tenga en cuenta los requisitos de DIN 1629.

1.2.1 Surtido

Esta norma se aplica a la costura tubos redondos de aceros sin alear. La composición química de los aceros utilizados para la producción de tuberías se da en la Tabla 1.3.

Tabla 1.2 - Propiedades mecánicas de las tuberías

Tabla 1.3 - Composición química de los aceros

Los tubos fabricados de acuerdo con esta norma se utilizan principalmente en diversos aparatos en la fabricación de tanques y tuberías, así como en la ingeniería mecánica general y la fabricación de instrumentos.

Dimensiones y limitar las desviaciones las tuberías se dan en la Tabla 1.4., Tabla 1.5., Tabla 1.6.

La longitud de la tubería está determinada por la distancia entre sus extremos. Los tipos de longitudes de tubería se dan en la Tabla 1.4.

Tabla 1.4 - Tipos de longitud y tolerancias de longitud

Tabla 1.5 - Desviaciones de diámetro permitidas

Tabla 1.6 - Tolerancias de espesor de pared

Las tuberías deben ser lo más redondas posible. La desviación de la redondez debe estar dentro de las tolerancias del diámetro exterior.

Las tuberías deben estar directamente a la vista, si es necesario, se pueden establecer requisitos especiales para la rectitud.

Los tubos deben cortarse perpendiculares al eje del tubo y deben estar libres de rebabas.

Los valores para masas lineales (pesos) se dan en DIN 2448. Se permiten las siguientes desviaciones de estos valores:

para un solo tubo + 12% - 8%,

para entregas con un peso mínimo de 10 toneladas +10%–5%.

La designación estándar para tuberías correspondientes a DIN 1629 indica:

Nombre (tubería);

El número principal de la norma dimensional DIN (DIN 2448);

Las dimensiones principales de la tubería (diámetro exterior × espesor de pared);

Número principal de condiciones técnicas de entrega (DIN 1629);

Nombre abreviado del grado de acero.

Ejemplo de símbolo para un tubo según DIN 1629 con un diámetro exterior de 33,7 mm y un espesor de pared de 3,2 mm de acero St 37.0:

Tubo DIN 2448–33,7×3,2

DIN 1629-St 37.0.

1.2.2 Requisitos técnicos

Las tuberías deben fabricarse de acuerdo con los requisitos de la norma y de acuerdo con las normas tecnológicas aprobadas en la forma prescrita.

En las superficies exterior e interior de las tuberías y acoplamientos no debe haber cautiverio, conchas, puestas de sol, delaminaciones, grietas y arena.

Se permite el punzonado y la limpieza de los defectos indicados, siempre que su profundidad no supere el límite menos la desviación a lo largo del espesor de la pared. No se permite soldar, calafatear o sellar los lugares defectuosos.

En los lugares donde el espesor de pared se puede medir directamente, la profundidad de los lugares defectuosos puede exceder el valor especificado, siempre que se mantenga el espesor de pared mínimo, definido como la diferencia entre el espesor de pared nominal de la tubería y la desviación máxima menos la misma.

Se permiten pequeñas muescas, abolladuras, riesgos, una capa delgada de incrustaciones y otros defectos separados debido al método de producción, si no llevan el espesor de la pared más allá de los límites de desviaciones negativas.

Las propiedades mecánicas (límite elástico, resistencia a la tracción, alargamiento a la rotura) deben corresponder a los valores dados en la Tabla 1.7.

Tabla 1.7 - Propiedades mecánicas

1.2.3 Reglas de aceptación

Los tubos se presentan para su aceptación en lotes.

El lote debe estar compuesto por tubos del mismo diámetro nominal, del mismo espesor de pared y grupo resistente, del mismo tipo y versión, e ir acompañado de un único documento que acredite que su calidad cumple con los requisitos de la norma y que contenga:

Nombre del fabricante;

Diámetro nominal de la tubería y espesor de pared en milímetros, longitud de la tubería en metros;

Tipo de tuberías;

Grupo de resistencia, número de calor, fracción de masa de azufre y fósforo para todos los calores incluidos en el lote;

Números de tubería (de - a para cada calor);

Resultados de la prueba;

Designación estándar.

Comprobación apariencia, el tamaño de los defectos y las dimensiones y parámetros geométricos deben estar sujetos a cada tubería del lote.

La fracción de masa de azufre y fósforo debe verificarse en cada calentamiento. Para tuberías hechas de metal de otra empresa, la fracción de masa de azufre y fósforo debe estar certificada por un documento sobre la calidad del fabricante del metal.

Para verificar las propiedades mecánicas del metal, se toma una tubería de cada tamaño de cada calor.

Para verificar el aplanamiento, se toma una tubería de cada calor.

Cada tubería se someterá a una prueba de fugas por presión hidráulica interna.

Si se obtienen resultados de prueba insatisfactorios para al menos uno de los indicadores, se realizan pruebas repetidas en una muestra doble del mismo lote. Los resultados de la nueva prueba se aplican a todo el lote.

1.2.4 Métodos de prueba

La inspección de las superficies exterior e interior de tuberías y acoplamientos se realiza visualmente.

La profundidad de los defectos debe verificarse aserrando o de otra manera en uno a tres lugares.

La verificación de las dimensiones geométricas y los parámetros de las tuberías y los acoplamientos debe realizarse utilizando instrumentos de medición universales o dispositivos especiales, proporcionando la precisión de medida necesaria, de acuerdo con la documentación técnica aprobada en la forma prescrita.

La flexión en las secciones finales de la tubería se determina en función del tamaño de la flecha de desviación y se calcula como el cociente de dividir la flecha de desviación en milímetros por la distancia desde el lugar: la medida hasta el extremo más cercano de la tubería en metros

La prueba de las tuberías por peso debe realizarse en medios especiales para pesar con una precisión que cumpla con los requisitos de esta norma.

El ensayo de tracción debe realizarse según DIN 50 140 en probetas longitudinales cortas.

Para verificar las propiedades mecánicas del metal, se corta una muestra de cada tubería seleccionada. Las muestras se deben cortar a lo largo de cualquiera de los extremos de la tubería mediante un método que no cause cambios en la estructura y las propiedades mecánicas del metal. Se permite enderezar los extremos de la muestra para ser sujetados por las mordazas de la máquina de ensayo.

La duración de la prueba de presión hidráulica debe ser de al menos 10 s. Durante la prueba, no se detectarán fugas en la pared de la tubería.

1.2.5 Marcado, embalaje, transporte y almacenamiento

El marcado de tuberías debe realizarse en el siguiente volumen:

Cada tubo a una distancia de 0,4-0,6 m de su extremo debe estar claramente marcado por impacto o moleteado:

Número de tubería;

Marca comercial del fabricante;

Mes y año de emisión.

El lugar de marcado debe rodearse o subrayarse con pintura ligera estable.

La altura de las señales de marcado debe ser de 5-8 mm.

Con el método mecánico de marcar tuberías, se permite colocarlas en una fila. Se permite marcar el número de calor en cada tubería.

Junto al marcaje por impacto o moleteado, cada tubo debe marcarse con una pintura ligera y estable:

Diámetro nominal de la tubería en milímetros;

Espesor de pared en milímetros;

Tipo de ejecución;

Nombre o marca comercial del fabricante.

La altura de las señales de marcado debe ser de 20-50 mm.

Todas las marcas deben aplicarse a lo largo de la generatriz de la tubería. Se permite aplicar señales de marcado perpendiculares a la generatriz utilizando el método de moleteado.

Al cargar en un automóvil, debe haber tuberías de un solo lote. Las tuberías se transportan en paquetes, firmemente atados en al menos dos lugares. La masa del paquete no debe exceder las toneladas 5 y, a pedido del consumidor, las toneladas 3. Se permite el envío de paquetes de tuberías de diferentes lotes en un automóvil, siempre que estén separados.

2. TECNOLOGÍA Y EQUIPOS PARA LA PRODUCCIÓN DE TUBOS

2.1 Descripción del equipamiento principal del taller T-3

2.1.1 Descripción y breves características técnicas del horno de solera móvil (PSHP)

El horno de solera móvil del taller T-3 está diseñado para calentar espacios en blanco redondos diámetro 90...120 mm, longitud 3...10 m de aceros al carbono, de baja aleación e inoxidables antes de perforar en TPA-80.

El horno está ubicado en el taller T-3 en el segundo piso en las bahías A y B.

El proyecto del horno fue realizado por Gipromez de la ciudad de Sverdlovsk en 1984. La puesta en marcha se llevó a cabo en 1986.

El horno es una estructura metálica rígida, revestida interiormente con materiales refractarios y termoaislantes. Dimensiones internas hornos: longitud - 28,87 m, ancho - 10,556 m, altura - 924 y 1330 mm, las características de rendimiento del horno se presentan en la Tabla 2.1. Debajo del horno se hace en forma de vigas fijas y móviles, con la ayuda de las cuales las piezas de trabajo se transportan a través del horno. Las vigas están revestidas con materiales termoaislantes y refractarios y enmarcadas con un conjunto especial de piezas fundidas resistentes al calor. Parte superior Las vigas están hechas de mullita-corindón en masa MK-90. El techo del horno está hecho suspendido de materiales refractarios moldeados y está aislado material aislante del calor. Para mantener el horno y realizar el proceso tecnológico, las paredes están equipadas con ventanas de trabajo, una ventana de carga y una ventana de descarga de metal. Todas las ventanas están equipadas con persianas. El calentamiento del horno se realiza con gas natural, quemado con la ayuda de quemadores del tipo GR (quemador de radiación baja presión) instalado en la bóveda. El horno está dividido en 5 zonas térmicas con 12 quemadores cada una. El aire de combustión es suministrado por dos ventiladores VM-18A-4, uno de los cuales sirve como respaldo. Los gases de combustión se eliminan a través de un colector de humo ubicado en el techo al comienzo del horno. Además, los gases de combustión se emiten a la atmósfera a través de un sistema de conductos y chimeneas revestidos de metal con la ayuda de dos extractores de humo VGDN-19. En la chimenea se instala un intercambiador de calor tubular bidireccional de bucle de 6 tramos (CP-250) para calentar el aire suministrado a la combustión. Para una utilización más completa del calor de los gases residuales, el sistema de extracción de humos está equipado con un horno de calentamiento de mandril (PPO) de cámara única.

La emisión de la pieza de trabajo calentada del horno se lleva a cabo utilizando una mesa de rodillos interna refrigerada por agua, cuyos rodillos tienen una boquilla resistente al calor.

El horno está equipado con un sistema de televisión industrial. Se proporciona comunicación por voz alta entre los paneles de control y el panel de instrumentos.

El horno está equipado con sistemas para el control automático del régimen térmico, seguridad automática, unidades para monitorear los parámetros de operación y señalar las desviaciones de la norma. Los siguientes parámetros están sujetos a regulación automática:

Temperatura del horno en cada zona;

Relación gas-aire por zonas;

Presión de gas frente al horno;

Presión en el espacio de trabajo del horno.

Además de los modos automáticos, se proporciona un modo remoto. El sistema de control automático incluye:

temperatura del horno por zonas;

Temperatura a lo ancho del horno en cada zona;

La temperatura de los gases que salen del horno;

Temperatura del aire después del intercambiador de calor por zonas;

Temperatura de los gases de combustión frente al intercambiador de calor;

La temperatura del humo frente al extractor de humos;

Consumo de gas natural para el horno;

Consumo de aire para el horno;

Aspire el cerdo frente al extractor de humo;

Presión de gas en el colector común;

Presión de gas y aire en colectores de zona;

Presión del horno.

El horno está provisto de corte de gas natural con alarma luminosa y sonora en caso de caída de presión de gas y aire en los colectores de zona.

Tabla 2.1 - Parámetros de funcionamiento del horno

Consumo de gas natural para el horno (máximo) nm 3 / hora	5200
1 zona	1560
2 zona	1560
3 zona	1040
4 zona	520
5 zona	520
Presión de gas natural (máxima), kPa antes
horno	10
quemador	4
Consumo de aire para el horno (máximo) nm 3 / hora	52000
Presión de aire (máxima), kPa antes
horno	13,5
quemador	8
Presión bajo el domo, Pa	20
Temperatura de calentamiento del metal, °С (máximo)	1200...1270
Composición química de los productos de combustión en la 4ª zona, %
CO2	10,2
Sobre 2	3,0
ASI QUE	0
Temperatura de los productos de combustión frente al intercambiador de calor, °C	560
Temperatura de calentamiento del aire en el intercambiador de calor, °C	hasta 400
La tasa de emisión de espacios en blanco, seg.	23,7...48
Capacidad del horno, t/h	10,6... 80

La alarma sonora de emergencia también se activa cuando:

Aumento de temperatura en la 4ª y 5ª zona (t cp = 1400°C);

Aumento de la temperatura gases de combustión antes del intercambiador de calor (t con p = 850°С);

Aumento de la temperatura de los humos delante del extractor de humos (t cp =400°C);

Caída de presión del agua de refrigeración (p cf = 0,5 atm).

2.1.2 Breves características técnicas de la línea de corte en caliente

La línea para el corte en caliente de la pieza de trabajo está diseñada para la tarea de introducir una varilla calentada en las cizallas, cortar la pieza de trabajo a la longitud requerida y retirar la pieza de trabajo cortada de las cizallas.

Una breve descripción técnica de la línea de corte en caliente se presenta en la Tabla 2.2.

El equipo de la línea de corte en caliente incluye las propias cizallas (diseños SKMZ) para cortar la pieza, un tope móvil, una mesa de rodillos de transporte, una pantalla protectora para proteger el equipo de la radiación térmica de la ventana de descarga del PSHP. Las cizallas están diseñadas para el corte de metal sin desperdicios, sin embargo, si se forman recortes residuales como resultado de cualquier razón de emergencia, entonces se instalan una tolva y una caja en el foso, cerca de las cizallas, para recogerlos. En cualquier caso, el trabajo de la línea de corte en caliente de la pieza debe organizarse de manera que se excluya la formación de recortes.

Tabla 2.2 - Breves características técnicas de la línea de corte en caliente

Parámetros de la barra a cortar
longitud	4,0…10,0
Diámetro, mm	90,0…120,0
Peso máximo, kg	880
Longitud de los espacios en blanco, m	1,3...3.0
Temperatura de varilla, ОС	1200
Productividad, pieza/h	300
Velocidad de transporte, m/s	1
Tope de recorrido, mm	2000
Clip de vídeo
Diámetro del barril, mm	250
Longitud del cañón, mm	210
Diámetro de laminación, mm	195
Paso de rodillos, mm	500
Consumo de agua por rodillo refrigerado por agua, m 3 / h	1,6
Consumo de agua por rodillo refrigerado por agua con cajas de grasa refrigeradas por agua, m 3 / h	3,2
Consumo de agua en la pantalla, m 3 / h	1,6
Nivel de sonido, dB, no más	85

Después de calentar la varilla y emitirla, pasa a través de un termostato (para reducir la caída de temperatura a lo largo de la pieza de trabajo), llega al tope móvil y se corta en piezas de la longitud requerida. Después de realizar el corte, el tope móvil se levanta con la ayuda de un cilindro neumático, la pieza de trabajo se transporta a lo largo de la mesa de rodillos. Después de pasar el tope, baja a la posición de trabajo y se repite el ciclo de corte. Para eliminar las incrustaciones debajo de los rodillos de la mesa de rodillos, se proporciona una cizalla de corte en caliente, un sistema de descalcificación, para eliminar los recortes: una rampa y una caja de recepción. Después de salir de la mesa de rodillos de la línea de corte en caliente, la palanquilla entra en la mesa de rodillos de recepción del laminador perforador.

2.1.3 El dispositivo y las características técnicas del equipo principal y auxiliar de la sección del molino perforador.

La fresa perforadora está diseñada para perforar una pieza de trabajo sólida en un manguito hueco. En el TPA-80, se instala un molino perforador de 2 rodillos con rodillos en forma de barril o en forma de copa y líneas de guía. Especificaciones técnicas molino perforador se presenta en la Tabla 2.3.

Hay una mesa de rodillos refrigerada por agua frente a la fresa perforadora, diseñada para recibir la pieza de trabajo de la línea de corte en caliente y transportarla al centrador. La mesa de rodillos consta de 14 rodillos refrigerados por agua accionados individualmente.

Tabla 2.3 - Características técnicas del molino perforador

Dimensiones de la pieza de trabajo a coser:
Diámetro, mm	100…120
Longitud, mm	1200…3350
Tamaño de la manga:
Diámetro exterior, mm	98…126
Espesor de pared, mm	14…22
Longitud, mm	1800…6400
Número de revoluciones del accionamiento principal, rpm	285…400
Relación de transmisión de la jaula de transmisión	3
Potencia del motor, kW	3200
Ángulo de avance, °	0…14
Fuerza de rodadura:
Radial máximo, kN	784
Máximo axial, kN	245
Par máximo en el rollo, kNm	102,9
Diámetro del rollo de trabajo, mm	800…900
Tornillo de presión:
Carrera máxima, mm	120
Velocidad de viaje, mm/s	2

La herramienta de centrado está diseñada para perforar un rebaje central con un diámetro de 20…30 mm y una profundidad de 15…20 mm en la cara frontal de una pieza de trabajo calentada y es un cilindro neumático en el que se desliza un percutor con punta.

Luego del centrado, la palanquilla calentada ingresa a la parrilla para su posterior traslado a la tolva de la mesa frontal del tren perforador.

La mesa frontal del laminador perforador está diseñada para recibir una palanquilla calentada que rueda por la rejilla, alinear el eje de la palanquilla con el eje de la perforación y sostenerla durante la perforación.

En el lado de salida del molino, se instalan rodillos centralizadores de la barra de mandril, que soportan y centran la barra, tanto antes del punzonado como durante el punzonado, cuando sobre ella actúan fuerzas axiales elevadas y es posible su flexión longitudinal.

Detrás de los centralizadores hay un mecanismo de ajuste de empuje estacionario con una cabeza de apertura, sirve para percibir las fuerzas axiales que actúan sobre la varilla con el mandril, ajustar la posición del mandril en la zona de deformación y pasar el manguito fuera del molino perforador.

2.1.4 Disposición y características técnicas de los equipos principales y auxiliares de la sección de molienda continua

El laminador continuo está diseñado para laminar tubos en bruto con un diámetro de 92 mm y un espesor de pared de 3…8 mm. El laminado se lleva a cabo en un largo mandril flotante de 19,5 m de largo.Las breves características técnicas del molino continuo se dan en la Tabla 2.4., Tabla 2.5. se dan relaciones de transmisión.

Durante la laminación, el laminador continuo funciona de la siguiente manera: el manguito es transportado por una mesa de rodillos detrás del laminador perforador hasta una parada móvil y, después de detenerse, es transferido a la rejilla frente al laminador continuo con la ayuda de un transportador de cadena y rodó hacia atrás sobre las palancas del dispensador.

Tabla 2.4 - Breves características técnicas del molino continuo

Nombre		Valor
Diámetro exterior del tubo de tiro, mm		91,0…94,0
Espesor de pared de tubería áspera, mm		3,5…8,0
Longitud máxima de la tubería de tiro, m		30,0
Diámetro de mandriles de molino continuo, mm		74…83
Longitud del mandril, m		19,5
Lobos de diámetro, mm		400
Longitud del cilindro del rodillo, mm		230
Diámetro del cuello del rollo, mm		220
Distancia entre ejes de soportes, mm		850
El curso del tornillo de presión superior con nuevos rollos, mm.	Arriba	8
	Camino hacia abajo	15
El curso del tornillo de presión inferior con rollos nuevos, mm	Arriba	20
	Camino hacia abajo	10
Velocidad de elevación del rodillo superior, mm/s		0,24
Frecuencia de rotación de los motores de accionamiento principal, rpm		220…550

Si hay defectos en la manga, el operador, al encender manualmente el bloqueador y los empujadores, la dirige hacia el bolsillo.

Con las palancas del dispensador bajadas, el manguito bueno rueda hacia el canal, es presionado por las palancas de sujeción, después de lo cual se inserta un mandril en el manguito utilizando los rodillos de ajuste. Cuando el extremo frontal del mandril alcanza el borde frontal de la manga, se suelta la abrazadera y la manga se coloca en un molino continuo con la ayuda de rodillos de empuje. Al mismo tiempo, la velocidad de rotación de los rodillos de tracción del mandril y el manguito se ajusta de tal manera que en el momento en que el manguito es capturado por la primera caja del molino continuo, el extremo frontal del mandril está extendido. por 2,5 ... 3 m.

Después de rodar en un molino continuo, un tubo rugoso con mandril ingresa al extractor de mandril, una breve característica técnica se presenta en la Tabla 2.6. Después de eso, la tubería es transportada por una mesa de rodillos al área de corte de la parte trasera y se acerca al tope estacionario en la sección de corte de la parte trasera de la tubería, se dan las características técnicas del equipo de la sección POZK. en la Tabla 2.7. Una vez alcanzado el tope, el tubo es arrojado por un expulsor de tornillo sobre la rejilla frente a la mesa de rodillos niveladores. A continuación, el tubo rueda por la rejilla hasta la mesa de rodillos niveladores, se acerca al tope que determina la longitud del corte y se transfiere pieza por pieza desde la mesa de rodillos niveladores hasta la rejilla frente a la mesa de rodillos de salida, mientras que durante el movimiento, el extremo posterior del tubo se corta.

El extremo cortado de la tubería se transfiere mediante un transportador de chatarra a un contenedor de chatarra ubicado fuera del taller.

Tabla 2.5 - Relación de engranajes de las cajas de engranajes de molino continuo y potencia del motor

Tabla 2.6 - Breves características técnicas del extractor de mandril

Tabla 2.7 - Breves características técnicas de la sección de corte del extremo posterior de la tubería

2.1.5 El principio de funcionamiento del equipo principal y auxiliar de la sección del molino de reducción y el enfriador.

El equipo de esta sección está destinado a transportar la tubería de tiro a través de la instalación de calentamiento por inducción, rodarla en el molino de reducción, enfriarla y luego transportarla a la sección de corte en frío.

El calentamiento de los tubos de tiro frente al molino de reducción se lleva a cabo en la unidad de calentamiento INZ-9000/2.4, que consta de 6 bloques de calentamiento (12 inductores) ubicados directamente frente al molino de reducción. Las tuberías ingresan a la planta de inducción una tras otra en un flujo continuo. A falta de recepción de tubos del tren continuo (cuando se detiene la laminación), se permite suministrar los tubos "fríos" depositados a la instalación de inducción de forma individual. La longitud de las tuberías especificadas en la instalación no debe exceder los 17,5 m.

Tipo de molino de reducción: 24 soportes, 3 rodillos con dos posiciones de rodamiento de rodillos y accionamiento individual de soportes.

Después de rodar en el molino reductor, la tubería ingresa al rociador y la mesa de enfriamiento, o directamente a la mesa de enfriamiento del molino, según los requisitos de las propiedades mecánicas de la tubería terminada.

El diseño y las características técnicas del rociador, así como los parámetros de enfriamiento de las tuberías en él, son un secreto comercial de OAO KresTrubZavod y no se proporcionan en este trabajo.

En la tabla 2.8. las características técnicas de la instalación de calefacción se presentan, en la Tabla 2.9.- una breve característica técnica del molino de reducción.

Tabla 2.8 - Breves características técnicas de la instalación de calefacción INZ-9000 / 2.4

2.1.6 Equipos para cortar tubos a medida

Para cortar tubos a medida en el taller T-3, se utiliza una sierra de corte por lotes Wagner del modelo WVC 1600R, cuyas características técnicas se dan en la Tabla. 2.10. También se utilizan sierras modelo KV6R - características técnicas en la tabla 2.11.

Tabla 2.9 - Breves características técnicas del molino reductor

Tabla 2.10 - Características técnicas de la sierra WVC 1600R

Nombre del parámetro		Valor
Diámetro de los tubos cortados, mm		30…89
Ancho de paquetes cortados, mm		200…913
Espesor de pared de tubos cortados, mm		2,5…9,0
Longitud de la tubería después del corte, m		8,0…11,0
Longitud de los extremos de los tubos a cortar	Delantero, mm	250…2500
	Trasero, mm
Diámetro de la hoja de sierra, mm		1600
Número de dientes en la hoja de sierra, uds.	Segmento	456
	Carburo	220
Velocidad de corte, mm/min		10…150
Diámetro mínimo de la hoja de sierra, mm		1560
Avance de soporte de sierra circular, mm		5…1000
Resistencia máxima a la tracción de las tuberías, N / mm 2		800

2.1.7 Equipos para enderezar tuberías

Los tubos cortados a medida según el pedido se envían para enderezar. El enderezamiento se lleva a cabo en máquinas enderezadoras РВВ320х8, diseñadas para enderezar tuberías y varillas de acero al carbono y de baja aleación en estado frío con una curvatura inicial de hasta 10 mm por 1 metro lineal. Las características técnicas de la enderezadora RVV 320x8 se dan en la Tabla. 3.12.

Tabla 2.11 - Características técnicas de la sierra modelo KV6R

Nombre del parámetro	Valor
Ancho de un paquete de una sola fila, mm	no más de 855
Ancho de apertura de la abrazadera de la pieza de trabajo, mm	20 a 90
Paso en la dirección vertical de la abrazadera de la pieza de trabajo, mm	no más de 275
Carrera de apoyo de la hoja de sierra, mm	650
Velocidad de avance de la hoja de sierra (continua) mm/min	no mas de 800
Retroceso rápido de la hoja de sierra, mm/min	no mas de 6500
Velocidad de corte, m/min	40; 15; 20; 30; 11,5; 23
Longitud sujetada del paquete de tubería en el lado de entrada, mm	Al menos 250
Longitud de sujeción del paquete de tuberías en el lado de descarga, mm	al menos 200
Diámetro de la hoja de sierra, mm	1320
Número de segmentos en la hoja de sierra, piezas	36
Número de dientes por segmento, piezas	10
Diámetro de tubos procesados, mm	20 a 90

Tabla 2.12 - Características técnicas de la enderezadora RVV 320x8

Nombre del parámetro		Valor
Diámetro de tubos enderezados, mm		25...120
Espesor de pared de tubos enderezados, mm		1,0...8,0
Longitud de tubos enderezados, m		3,0...10,0
El límite elástico del metal de las tuberías enderezadas, kgf / mm 2	Diámetro 25…90 mm	Hasta 50
	Diámetro 90…120 mm	hasta 33
Velocidad de enderezamiento de tubería, m/s		0,6...1,0
Paso entre ejes de balanceo, mm		320
Diámetro de rollos en el cuello, mm.		260
Número de rollos, piezas	Impulsado	4
	único	5
Ángulos de balanceo, °		45°...52°21'
La mayor carrera de los rodillos superiores desde el borde superior de los inferiores, mm		160
Accionamiento de rotación de rodillos	tipo de motor	D-812
	Voltaje, V	440
	potencia, kWt	70
	Velocidad de rotación, rpm	520

2.2 La tecnología existente para la producción de tuberías en el TPA-80 JSC "KresTrubZavod"

La pieza de trabajo en forma de varillas que ingresa al taller se almacena en el almacén interno. Antes de ser puesto en producción, se somete a una inspección selectiva en un bastidor especial y, si es necesario, a una reparación. Se instalaron básculas en el sitio de preparación de la palanquilla para controlar el peso del metal puesto en producción. Las piezas brutas del almacén son alimentadas por un puente grúa eléctrico a la rejilla de carga frente al horno y se cargan en el horno de calentamiento con una solera móvil de acuerdo con el programa y la velocidad de laminación.

La jardinera de metal realiza visualmente el cumplimiento del esquema de colocación de espacios en blanco. La pieza de trabajo se carga en el horno una por una en cada uno, a través de uno o más pasos de las placas de guía de las vigas móviles, dependiendo de la velocidad de laminación y la multiplicidad del corte. Al cambiar el grado de acero, el calor y el tamaño de la tubería, el instalador separa los grados de acero y calienta de la siguiente manera: con una longitud de palanquilla de 5600-8000 mm, los calores se separan desplazando las dos primeras varillas a lo ancho del horno; los grados de acero se separan desplazando las primeras cuatro varillas a lo largo del ancho del horno; con una longitud de palanquilla de 9000-9800 mm, la separación de los grados de acero, se calienta entre sí durante la plantación con un intervalo de 8-10 pasos, así como contando el número de palanquillas plantadas en el PSHP y emitidas, que son controlado por el calentador de metal PSHP y la cizalla de corte en caliente comprobando con paneles de control. TPA-80; al cambiar el tamaño (transbordo del molino) de los tubos laminados, la plantación de metal en el horno se detiene "5-6 pasos" antes de que se detenga el molino, cuando se detiene para el transbordo, el metal "retrocede 5-6 pasos" hacia atrás . El movimiento de las piezas de trabajo a través del horno se realiza mediante tres vigas móviles. Durante las pausas del ciclo de movimiento, las vigas móviles se colocan al nivel del hogar. El tiempo de calentamiento necesario se proporciona midiendo el tiempo de ciclo de paso. La presión excesiva en el espacio de trabajo debe ser de 9,8 Pa a 29,4 Pa, coeficiente de flujo de aire =1,1 - 1,2.

Cuando se calientan palanquillas de varios grados de acero en un horno, la duración del calentamiento está determinada por el metal que tiene el mayor tiempo de residencia en el horno. El calentamiento de alta calidad del metal está garantizado por el paso uniforme de las piezas de trabajo a lo largo de todo el horno. Las piezas de trabajo calentadas se entregan a la mesa de rodillos de descarga interna y se entregan a la línea de corte en caliente.

Para reducir el enfriamiento de las piezas de trabajo durante el tiempo de inactividad, se proporciona un termostato en la mesa de rodillos para transportar las piezas de trabajo calentadas a las cizallas, así como la posibilidad de devolver (girando al revés) una pieza de trabajo sin cortar al horno y encontrarla durante el tiempo de inactividad.

Durante el funcionamiento, es posible una parada en caliente del horno. Se considera que un apagado en caliente de un horno es un apagado sin cortar el suministro de gas natural. Durante las paradas en caliente, las vigas móviles del horno se colocan al nivel de las fijas. Las ventanas de carga y descarga están cerradas. El caudal de aire se reduce de 1,1-1,2 a 1,0:-1,1 utilizando el ajustador "combustible-aire". La presión en el horno al nivel del hogar se vuelve positiva. Cuando el molino se detiene: hasta 15 minutos: la temperatura por zonas se establece en el límite inferior y el metal "retrocede" en dos pasos; de 15 minutos a 30 minutos: la temperatura en las zonas III, IV, V se reduce en 20-40 0 С, en las zonas I, II en 30-60 0 С de límite inferior; durante 30 minutos: la temperatura en todas las zonas se reduce en 50-150 0 C en comparación con el límite inferior, dependiendo de la duración del tiempo de inactividad. Los espacios en blanco "dan un paso atrás" 10 pasos atrás. Con un tiempo de inactividad de 2 a 5 horas, es necesario liberar las zonas IV y V del horno de espacios en blanco. Los espacios en blanco de las zonas I y II se descargan en el bolsillo. La descarga de metal se realiza mediante jardinera metálica con PU-1. La temperatura en las zonas V y IV se reduce a 1000-1050 0 C. Al detenerse por más de 5 horas, todo el horno se libera de metal. El aumento de temperatura se lleva a cabo por etapas de 20 a 30 0 C, a una tasa de aumento de temperatura de 1,5 a 2,5 0 C/min. Con un aumento en el tiempo de calentamiento del metal debido a la baja velocidad de laminación, la temperatura en las zonas I, II, III se reduce en 60 0 C, 40 0 ​​​​C, 20 0 C, respectivamente, desde el límite inferior , y la temperatura en las zonas IV, V en los límites inferiores. En general, con un funcionamiento estable de toda la unidad, la temperatura se distribuye entre las zonas de la siguiente manera (Tabla 2.13).

Después del calentamiento, la pieza de trabajo ingresa a la línea de corte en caliente de la pieza de trabajo. El equipo de la línea de corte en caliente incluye las propias cizallas para cortar la pieza, un tope móvil, una mesa de rodillos de transporte, una pantalla protectora para proteger el equipo de la radiación térmica de la ventana de descarga del horno de solera móvil. Después de calentar la varilla y emitirla, pasa a través del termostato, llega al tope móvil y se corta en espacios en blanco de la longitud requerida. Después de realizar el corte, el tope móvil se levanta con la ayuda de un cilindro neumático, la pieza de trabajo se transporta a lo largo de la mesa de rodillos. Después de pasar el tope, baja a la posición de trabajo y continúa el ciclo de corte.

Tabla 2.13 - Distribución de temperatura en el horno por zonas

La pieza de trabajo medida se transfiere mediante una mesa de rodillos detrás de las cizallas al centrador. La pieza de trabajo centrada es transferida por el expulsor a la rejilla frente al molino perforador, a lo largo de la cual rueda hasta el retraso y, cuando el lado de salida está listo, se transfiere a la tolva, que se cierra con una tapa. Con la ayuda del empujador, con el tope levantado, la pieza se coloca en la zona de deformación. En la zona de deformación, la pieza de trabajo se perfora en un mandril sostenido por la varilla. La varilla se apoya contra el cristal de la cabeza de empuje del mecanismo de ajuste de empuje, cuya apertura no permite el bloqueo. La flexión longitudinal de la barra debido a las fuerzas axiales que surgen durante el laminado se evita mediante centralizadores cerrados, cuyos ejes son paralelos al eje de la barra.

En posición de trabajo, los rodillos son llevados alrededor de la varilla por un cilindro neumático a través de un sistema de palancas. A medida que se acerca el extremo delantero del manguito, los rodillos centralizadores se separan secuencialmente. Después del final de la perforación de la pieza de trabajo, los primeros rodillos son reducidos por el cilindro neumático, que mueve el manguito de los rodillos para que el interceptor de varillas pueda ser capturado por las palancas del interceptor de varillas, luego se pliegan el bloqueo y la cabeza delantera, el los rodillos dispensadores se juntan y el manguito a mayor velocidad es emitido a mayor velocidad por el cabezal de empuje sobre la mesa de rodillos detrás del molino perforador.

Después del flasheo, el manguito se transporta a lo largo de la mesa de rodillos hasta la parada móvil. Además, el manguito es movido por un transportador de cadena al lado de entrada del molino continuo. Después del transportador, la funda rueda a lo largo de la parrilla inclinada hacia el dispensador, que sostiene la funda frente al lado de entrada del molino continuo. Debajo de las guías de la rejilla inclinada hay un bolsillo para recoger cartuchos defectuosos. Desde la rejilla inclinada, el manguito se deja caer en la tolva receptora del molino continuo con abrazaderas. En este momento, se inserta un mandril largo en el manguito utilizando un par de rodillos de fricción. Cuando el extremo delantero del mandril llega al extremo delantero del manguito, se suelta la abrazadera del manguito, se colocan dos pares de rodillos de tracción en el manguito y el manguito con el mandril se coloca en un molino continuo. Al mismo tiempo, la velocidad de rotación de los rodillos de tracción del mandril y de los rodillos de tracción del manguito se calcula de tal forma que en el momento en que el manguito es capturado por la primera caja del laminador continuo, la extensión del manguito mandril de la manga es de 2,5-3,0 M. En este sentido, la velocidad lineal de los rodillos de tracción de los mandriles debe ser 2,25-2,5 veces mayor que la velocidad lineal de los rodillos de tracción de la manga.

Los tubos laminados con mandriles se transfieren alternativamente al eje de uno de los mandriles. La cabeza del mandril pasa a través de la luneta del extractor y es capturada por el inserto de agarre, y el tubo en el anillo de la luneta. Cuando la cadena se mueve, el mandril sale de la tubería y entra en el transportador de cadena, que lo traslada a una mesa de doble rodillo, que transporta los mandriles desde ambos extractores hasta el baño de enfriamiento.

Después de quitar el mandril, el tubo de tiro entra en las sierras para recortar el extremo trasero despeinado.

Después del calentamiento por inducción, los tubos se introducen en un molino de reducción con veinticuatro soportes de tres rodillos. En el tren de reducción, el número de cajas de trabajo se determina en función de las dimensiones de los tubos laminados (de 9 a 24 cajas), y se excluyen las cajas, a partir de 22 en el sentido de número de cajas decreciente. Los stands 23 y 24 participan en todos los programas rodantes.

Durante el laminado, los rollos se enfrían continuamente con agua. Al mover tuberías a lo largo de la mesa de enfriamiento, cada enlace no debe contener más de una tubería. Cuando se laminan tubos de cerdo trabajados en caliente destinados a la fabricación de tubos de tubería del grupo de resistencia "K" de acero de grado 37G2S, después del molino de reducción, se lleva a cabo un enfriamiento controlado acelerado de los tubos en los rociadores.

La velocidad de las tuberías que pasan por el pulverizador debe estabilizarse con la velocidad del molino reductor. El operador realiza el control sobre la estabilización de las velocidades de acuerdo con las instrucciones de operación.

Después de la reducción, las tuberías ingresan a la mesa de enfriamiento montada en bastidor con vigas móviles, donde se enfrían.

En la mesa de enfriamiento, los tubos se recogen en bolsas de una sola capa para recortar los extremos y cortar a medida en sierras frías.

Los tubos terminados se entregan a la mesa de inspección QCD, después de la inspección, los tubos se agrupan en paquetes y se envían al almacén de productos terminados.

2.3 Justificación de las decisiones de diseño

En el caso de reducción por tramos de tuberías con tensión en el PPC, se produce una diferencia longitudinal significativa en el espesor de pared de los extremos de las tuberías. La razón de la diferencia final en el espesor de la pared de las tuberías es la inestabilidad de las tensiones axiales en los modos de deformación no estacionarios al llenar y liberar los soportes de trabajo del molino con metal. Las secciones finales se reducen en condiciones de tensiones de tracción longitudinales significativamente más bajas que la parte principal (media) de la tubería. El aumento del espesor de pared en los tramos extremos, superando las desviaciones admisibles, obliga a recortar una parte importante de la tubería acabada

Estándares de acabado final tuberías reducidas en TPA-80 JSC "KresTrubZavod" se dan en la tabla. 2.14.

Tabla 2.14 - Normas para cortar extremos de tubería en TPA-80 JSC "KresTrubZavod"

2.4 Justificación de las decisiones de diseño

En el caso de reducción por tramos de tuberías con tensión en el PPC, se produce una diferencia longitudinal significativa en el espesor de pared de los extremos de las tuberías. La razón de la diferencia final en el espesor de la pared de las tuberías es la inestabilidad de las tensiones axiales en los modos de deformación no estacionarios al llenar y liberar los soportes de trabajo del molino con metal. Las secciones finales se reducen en condiciones de tensiones de tracción longitudinales significativamente más bajas que la parte principal (media) de la tubería. El aumento del espesor de pared en los tramos extremos, que supera las desviaciones admisibles, obliga a recortar una parte importante de la tubería acabada.

Las normas para el recorte final de tuberías reducidas para TPA-80 JSC "KresTrubZavod" se dan en la Tabla. 2.15.

Tabla 2.15 - Normas para cortar extremos de tubería en TPA-80 JSC "KresTrubZavod"

donde PC es el extremo frontal engrosado de la tubería; ZK - extremo trasero engrosado de la tubería.

Aproximadamente la pérdida anual de metal en los extremos engrosados ​​de las tuberías en el taller T-3 JSC "KresTrubZavod" es de 3000 toneladas. Con una reducción en la longitud y el peso de los extremos de los tubos engrosados ​​cortados en un 25%, el aumento de la ganancia anual será de unos 20 millones de rublos. Además, habrá ahorros en el costo de hojas de sierra de pila, electricidad, etc.

Además, en la producción de una palanquilla de conversión para talleres de estirado, es posible reducir la diferencia longitudinal en el espesor de la pared de las tuberías, y el metal ahorrado al reducir la diferencia longitudinal en el espesor de la pared puede usarse para aumentar aún más el volumen de producción. de tubos laminados en caliente y conformados en frío.

3. DESARROLLO DE ALGORITMOS PARA EL CONTROL DEL MOLINO REDUCTOR TPA-80

3.1 Estado de la cuestión

Las máquinas de laminación continua de tubos son las plantas de alto rendimiento más prometedoras para la producción de tubos sin costura laminados en caliente de la gama correspondiente.

La composición de las unidades incluye molinos de perforación, mandril continuo y estirado reductor. Continuidad del proceso tecnológico, automatización de todas las operaciones de transporte, grandes longitudes de tubos laminados proporcionan alta productividad, buena calidad de los tubos en términos de superficie y dimensiones geométricas

En las últimas décadas, ha continuado el desarrollo intensivo de la producción de tubos por laminación continua: construcción y puesta en funcionamiento (en "" Italia, Francia, EE. UU., Argentina), talleres de laminación continua reconstruidos (en Japón), suministro de equipos para talleres nuevos (en China), desarrollado y se han implementado proyectos para la construcción de talleres (en Francia, Canadá, EE.UU., Japón, México).

En comparación con las unidades puestas en marcha en la década de 1960, las nuevas plantas tienen diferencias significativas: producen principalmente productos tubulares para campos petrolíferos, razón por la cual se construyen grandes secciones en los talleres para el acabado de estos tubos, incluidos equipos para recalcado de extremos, tratamiento térmico, corte de tuberías, producción de acoplamientos, etc.; la gama de tamaños de tubería se ha ampliado significativamente: el diámetro máximo ha aumentado de 168 a 340 mm, el espesor de la pared, de 16 a 30 mm, lo que fue posible debido al desarrollo del proceso de laminación en un mandril largo que se mueve a una velocidad ajustable en lugar de uno flotante en molinos continuos. Las nuevas unidades de laminación de tubos utilizan palanquillas (cuadradas y redondas) de colada continua, lo que aseguró una importante mejora en el rendimiento técnico y económico de su trabajo.

Los hornos anulares (TPA 48-340, Italia) todavía se utilizan ampliamente para calentar palanquillas, junto con esto, se están utilizando hornos de solera móvil (TPA 27-127, Francia, TPA 33-194, Japón). En todos los casos, la alta productividad de una unidad moderna se garantiza mediante la instalación de un horno de gran capacidad de unidad (capacidad de hasta 250 t/h). Los hornos de viga móvil se utilizan para calentar tuberías antes de la reducción (calibración).

El molino principal para la producción de manguitos sigue siendo un laminador de tornillo de dos rodillos, cuyo diseño se está mejorando, por ejemplo, reemplazando las reglas fijas con discos guía accionados. En el caso del uso de palanquillas cuadradas, el laminador de tornillo en la línea técnica está precedido por un laminador de prensa (TPA 48-340 en Italia, TPA 33-194 en Japón) o un laminador de calibración de bordes y un centrado profundo. prensa (TPA 60-245, Francia).

Una de las direcciones principales para un mayor desarrollo del método de laminación continua es el uso de mandriles que se mueven a una velocidad controlada durante el proceso de laminación, en lugar de flotadores. Utilizando un mecanismo especial que desarrolla una fuerza de sujeción de 1600-3500 kN, el mandril se ajusta a una cierta velocidad (0,3-2,0 m/s), que se mantiene hasta que el tubo se retira completamente del mandril durante el laminado (mandril retenido ), o hasta cierto momento a partir del cual la referencia se mueve como un mandril flotante (parcialmente sostenido). Cada uno de estos métodos se puede utilizar en la producción de tuberías de un diámetro determinado. Entonces, para tuberías de pequeño diámetro, el método principal es rodar sobre un mandril flotante, mediano (hasta 200 mm), sobre una parte retenida, grande (hasta 340 mm y más), sobre una retenida.

El uso en molinos continuos de mandriles que se mueven a una velocidad ajustable (sostenidos, parcialmente sostenidos) en lugar de flotantes proporciona una importante expansión del surtido, un aumento en la longitud de los tubos y un aumento en su precisión. Las soluciones constructivas individuales son de interés; por ejemplo, el uso de una varilla perforadora de molino como mandril parcialmente retenido de un molino continuo (TPA 27-127, Francia), inserción fuera de estación de un mandril en un manguito (TPA 33-194, Japón).

Las nuevas unidades están equipadas con modernos molinos reductores y calibradores, y uno de estos molinos es el que se usa con mayor frecuencia. Las mesas de enfriamiento están diseñadas para recibir tuberías después de la reducción sin corte previo.

Al evaluar el estado general actual de automatización de las fábricas de tubos, se pueden observar las siguientes características.

Las operaciones de transporte asociadas con el movimiento de productos laminados y herramientas a través de la unidad están completamente automatizadas utilizando dispositivos de automatización locales tradicionales (principalmente sin contacto). Sobre la base de tales dispositivos, fue posible introducir unidades de alto rendimiento con un proceso tecnológico continuo y discreto-continuo.

En realidad, los procesos tecnológicos e incluso las operaciones individuales en los laminadores de tubos están claramente insuficientemente automatizados hasta el momento, y en esta parte su nivel de automatización es notablemente inferior al alcanzado, por ejemplo, en el campo de los laminadores de láminas continuas. Si el uso de computadoras de control (CCM) para fábricas de láminas se ha convertido prácticamente en una norma ampliamente reconocida, los ejemplos de fábricas de tubos aún son raros en Rusia, aunque en la actualidad el desarrollo y la implementación de sistemas de control de procesos y sistemas de control automatizados se ha convertido en la norma. extranjero. Hasta ahora, en varias fábricas de tubos en nuestro país, hay principalmente ejemplos de implementación industrial de subsistemas individuales de control de procesos automatizados utilizando dispositivos especializados fabricados con elementos de tecnología informática y lógica de semiconductores.

Este estado de cosas se debe principalmente a dos factores. Por un lado, hasta hace poco tiempo, los requisitos de calidad y, sobre todo, de estabilidad dimensional de las tuberías se cumplían relativamente medios simples(en particular, diseños racionales de equipos de molino). Estas condiciones no estimularon desarrollos más perfectos y, por supuesto, más complejos, por ejemplo, utilizando CCM relativamente costosos y no siempre suficientemente confiables. Por otro lado, el uso de especiales no estándar medios tecnicos La automatización solo era posible para tareas más simples y menos eficientes, mientras que requería mucho tiempo y dinero para el desarrollo y la fabricación, lo que no contribuía al progreso en el área en consideración.

Sin embargo, los crecientes requisitos modernos para la producción de tuberías, incluida la calidad de las tuberías, no pueden satisfacerse con soluciones tradicionales. Además, como muestra la práctica, una proporción significativa de los esfuerzos para cumplir con estos requisitos recae en la automatización y, en la actualidad, es necesario cambiar automáticamente estos modos durante el laminado de tuberías.

Los avances modernos en el campo del control de accionamientos eléctricos y diversos medios técnicos de automatización, principalmente en el campo de las minicomputadoras y la tecnología de microprocesadores, permiten mejorar radicalmente la automatización de las unidades y molinos de tubería, para superar diversas limitaciones económicas y de producción.

El uso de medios técnicos modernos de automatización implica un aumento simultáneo en los requisitos para la corrección de las tareas establecidas y la elección de formas de resolverlas y, en particular, para elegir las formas más efectivas de influir en los procesos tecnológicos La solución de este problema puede ser facilitado por un análisis de las soluciones técnicas existentes más eficaces para la automatización de las fábricas de tubos.

Los estudios de las unidades de laminado continuo de tuberías como objetos de automatización muestran que existen importantes reservas para mejorar aún más sus indicadores técnicos y económicos mediante la automatización del proceso tecnológico de laminado de tuberías en estas unidades.

Cuando se lamina en un laminador continuo sobre un mandril flotante largo, también se induce una diferencia longitudinal final en el espesor de la pared. El grosor de la pared de los extremos traseros de los tubos de tiro es mayor que el medio en 0,2-0,3 mm. La longitud del extremo posterior con una pared engrosada es igual a 2-3 espacios entre soportes. El engrosamiento de la pared va acompañado de un aumento de diámetro en el área separada por un espacio entre soportes desde el extremo posterior de la tubería. Debido a las condiciones transitorias, el espesor de la pared de los extremos frontales es de 0,05 a 0,1 mm menos que el medio.Al rodar con tensión, las paredes de los extremos frontales de las tuberías también se espesan. La variación longitudinal en el espesor de los tubos en bruto se conserva durante la reducción posterior y conduce a un aumento en la longitud de los extremos engrosados ​​cortados traseros de los tubos terminados.

Al laminar en molinos de estiramiento por reducción, la pared de los extremos de los tubos se engrosa debido a una disminución de la tensión en comparación con el estado estacionario, lo que ocurre solo cuando se llenan 3-4 cajas del molino. Los extremos de las tuberías con una pared más gruesa que la tolerancia se cortan y los desechos de metal asociados con esto determinan la parte principal del coeficiente de consumo total en la unidad.

La naturaleza general de la variación longitudinal de los tubos después del tren de laminación continua se transfiere casi por completo a los tubos acabados. Esto lo confirman los resultados del laminado de tubos con dimensiones de 109 x 4,07 - 60 mm en cinco modos de tensión en el molino reductor de la instalación YuTZ 30-102. Durante el experimento, se seleccionaron 10 tubos en cada modo de velocidad, cuyas secciones finales se cortaron en 10 partes de 250 mm de largo, y tres ramales se cortaron desde el medio, ubicados a una distancia de 10, 20 y 30 m del Interfaz. Después de medir el espesor de la pared en el dispositivo, descifrar los diagramas de diferencia de espesor y promediar los datos, se trazaron las dependencias gráficas, que se muestran en la Fig. 54 .

Por lo tanto, los componentes señalados del espesor total de la pared de las tuberías tienen un impacto significativo en el desempeño técnico y económico de las unidades continuas, están asociados con las características físicas de los procesos de laminación en trenes continuos y de reducción, y pueden eliminarse o reducirse significativamente solo a través de especial sistemas automáticos que cambian el ajuste del molino durante la laminación de la tubería. La naturaleza natural de estos componentes de la diferencia de espesor de pared hace posible utilizar el principio de control de programa en la base de tales sistemas.

Existen otras soluciones técnicas al problema de reducción de residuos finales durante la reducción utilizando sistemas de control automático para el proceso de laminación de tubos en un tren de reducción con accionamiento individual de las cajas (Patentes de Alemania Nº 1602181 y Gran Bretaña 1274698). Debido al cambio en la velocidad de los rodillos durante el laminado de los extremos delantero y trasero de los tubos, se crean fuerzas de tensión adicionales, lo que conduce a una disminución de la diferencia longitudinal final en el espesor de la pared. Hay evidencia de que tales sistemas para la corrección programática de las velocidades de los accionamientos principales del tren de reducción funcionan en siete unidades de laminación de tubos extranjeras, incluidas dos unidades con trenes continuos en Mülheim (Alemania). Las unidades fueron suministradas por Mannesmann (Alemania).

La segunda unidad fue lanzada en 1972 e incluye un molino reductor de 28 cajas con accionamientos individuales, equipado con un sistema de corrección de velocidad. Los cambios de velocidad durante el paso de los extremos de las tuberías se realizan en los primeros diez puestos en pasos, como adiciones al valor de la velocidad de operación. El cambio máximo de velocidad tiene lugar en el puesto No. 1, el mínimo, en el puesto No. 10. Los fotorrelés se utilizan como sensores para la posición de los extremos de la tubería en el molino, que dan órdenes para cambiar la velocidad. De acuerdo con el esquema de corrección de velocidad adoptado, las unidades individuales de los primeros diez soportes se alimentan de acuerdo con un esquema de inversión antiparalelo, los soportes posteriores, de acuerdo con un esquema sin inversión. Se observa que la corrección de las velocidades de los accionamientos del molino reductor permite aumentar el rendimiento de la unidad en un 2,5% con un programa de producción mixto. Con un aumento en el grado de reducción del diámetro, este efecto aumenta.

Hay información similar sobre el equipamiento de un tren de reducción de veintiocho cajas en España con un sistema de corrección de velocidad. Los cambios de velocidad se realizan en las 12 primeras gradas. En este sentido, también se proporcionan varios esquemas de potencia de accionamiento.

Cabe señalar que equipar los molinos de reducción como parte de las unidades de laminación continua de tubos con un sistema de corrección de velocidad no resuelve completamente el problema de reducir el desperdicio final durante la reducción. La eficiencia de tales sistemas debería disminuir con el grado decreciente de reducción del diámetro.

Los sistemas de control de procesos programáticos son los más fáciles de implementar y dan un gran efecto económico. Sin embargo, con su ayuda, es posible mejorar la precisión de las dimensiones de la tubería solo al reducir uno de sus tres componentes: la diferencia longitudinal en el espesor de la pared. Los estudios muestran que el peso específico principal en la variación total de los espesores de pared de los tubos terminados (alrededor del 50%) recae en el espesor de pared transversal. Las fluctuaciones en el espesor promedio de las paredes de las tuberías en los lotes representan alrededor del 20 % de la variación total.

En la actualidad, la reducción de la variación de la pared transversal solo es posible mejorando el proceso tecnológico de laminación de tubos en los molinos que forman parte de la unidad. Se desconocen ejemplos del uso de sistemas automáticos para estos fines.

La estabilización del espesor medio de las paredes de las tuberías por lotes es posible tanto mejorando la tecnología de laminación, el diseño de las cajas y el accionamiento eléctrico, como utilizando sistemas de control de procesos automáticos. Reducir la dispersión de los espesores de las paredes de las tuberías en un lote puede aumentar significativamente la productividad de las unidades y reducir el consumo de metal debido al laminado en un campo de tolerancias negativas.

A diferencia de los sistemas de software, los sistemas diseñados para estabilizar los espesores de pared promedio de las tuberías deben incluir sensores para controlar las dimensiones geométricas de las tuberías.

Se conocen propuestas técnicas para equipar molinos reductores con sistemas de estabilización automática del espesor de pared de tubería. La estructura de los sistemas no depende del tipo de unidad, que incluye un molino de reducción.

Un complejo de sistemas de control para el proceso de laminación de tuberías en trenes continuos y reductores, diseñado para reducir el desperdicio final durante la reducción y aumentar la precisión de las tuberías al reducir la diferencia longitudinal en el espesor de pared y la dispersión de los espesores de pared promedio, forma el control del proceso. sistema de la unidad.

El uso de computadoras para controlar la producción y automatizar el proceso tecnológico de laminación de tuberías se implementó por primera vez en una planta de laminación continua de tuberías 26-114 en Mulheim.

La unidad está diseñada para enrollar tubos con un diámetro de 26-114 mm, espesor de pared de 2,6-12,5 mm. La unidad incluye un horno de anillo, dos laminadores perforadores, un laminador continuo de 9 cajas y un molino reductor de 24 cajas accionados individualmente por motores de 200 kW.

La segunda unidad con molino continuo en Mulheim, lanzada en 1972, está equipada con una computadora más poderosa, que está asignada a funciones más amplias. La unidad está diseñada para laminar tubos con un diámetro de hasta 139 mm, un espesor de pared de hasta 20 mm y consta de un laminador perforador, un laminador continuo de ocho cajas y un laminador de reducción de veintiocho cajas con accionamiento individual .

La planta de laminado continuo de tubos en el Reino Unido, inaugurada en 1969, también está equipada con una computadora, que se utiliza para planificar la carga de la planta y, como sistema de información, monitorea continuamente los parámetros de los productos laminados y las herramientas. El control de calidad de los tubos y los espacios en blanco, así como la precisión de los ajustes del molino, se lleva a cabo en todas las etapas del proceso tecnológico. La información de cada molino se envía a una computadora para su procesamiento, después de lo cual se envía a los molinos para su gestión operativa.

En una palabra, muchos países están tratando de resolver los problemas de automatización de los procesos de laminación, incl. y el nuestro Para desarrollar un modelo matemático para el control de los laminadores continuos, es necesario conocer el efecto de los parámetros tecnológicos especificados sobre la precisión de los tubos terminados; para esto, es necesario considerar las características del laminado continuo.

Una característica de la reducción de tuberías con tensión es una mayor calidad del producto como resultado de la formación de una menor diferencia de pared transversal, en contraste con el laminado sin tensión, así como la posibilidad de obtener tuberías de diámetros pequeños. Sin embargo, con el laminado pieza por pieza se observa una mayor variación longitudinal del espesor de pared en los extremos de los tubos. Los extremos engrosados ​​durante la reducción con tensión se forman debido al hecho de que los extremos delantero y trasero de la tubería al pasar por el molino no están sujetos al efecto completo de la tensión.

La tensión se caracteriza por el esfuerzo de tracción en la tubería (x). La característica más completa es el coeficiente de tensión plástica, que es la relación entre la tensión de tracción longitudinal del tubo y la resistencia a la deformación del metal en el soporte.

Por lo general, el molino de reducción se configura de tal manera que el coeficiente de tensión plástica en los soportes intermedios se distribuye uniformemente. La tensión sube y baja en la primera y última grada.

Para intensificar el proceso de reducción y obtener tubos de paredes delgadas, es importante conocer la tensión máxima que se puede crear en el molino de reducción. El valor máximo del coeficiente de tensión plástica en el molino (z max) está limitado por dos factores: la capacidad de tracción de los rodillos y las condiciones de rotura de tubería en el molino. Como resultado de la investigación, se encontró que con una reducción total de la tubería en el molino hasta un 50-55%, el valor de z max está limitado por la capacidad de tracción de los rodillos.

El taller T-3, junto con EF VNIPI "Tyazhpromelektroproekt" y la empresa "ASK", creó la base del sistema ACS-TP en la unidad TPA-80. Actualmente, los siguientes componentes de este sistema están funcionando: UZN-N, UZN-R, línea de comunicación ETHERNET, todos los AWP.

3.2 Cálculo de la mesa rodante

El principio básico de la construcción del proceso tecnológico en las instalaciones modernas es obtener tubos del mismo diámetro constante en un molino continuo, lo que permite el uso de una palanquilla y un manguito también de un diámetro constante. La obtención de tuberías del diámetro requerido se asegura por reducción. Tal sistema de trabajo facilita y simplifica enormemente el ajuste de los molinos, reduce el stock de herramientas y, lo que es más importante, le permite mantener una alta productividad de toda la unidad incluso cuando se enrollan tubos de un diámetro mínimo (después de la reducción).

Calculamos la mesa rodante contra el progreso rodante de acuerdo con el método descrito en. El diámetro exterior de la tubería después de la reducción está determinado por las dimensiones del último par de rodillos.

D p 3 \u003d (1.010..1.015) * D o \u003d 1.01 * 33.7 \u003d 34 mm

donde D p es el diámetro de la tubería terminada después del molino de reducción.

El espesor de la pared después de los laminadores continuos y de reducción debe ser igual al espesor de la pared del tubo terminado, es decir S n \u003d Sp \u003d S o \u003d 3,2 mm.

Como sale una tubería del mismo diámetro después de un molino continuo, tomamos D n \u003d 94 mm. En los molinos continuos, la calibración de los rodillos asegura que en los últimos pares de rodillos el diámetro interior del tubo sea 1-2 mm mayor que el diámetro del mandril, de modo que el diámetro del mandril será igual a:

H \u003d d n - (1..2) \u003d D n -2S n -2 \u003d 94-2 * 3.2-2 \u003d 85,6 mm.

Tomamos el diámetro de los mandriles igual a 85 mm.

El diámetro interior del manguito debe garantizar la libre inserción del mandril y se toma 5-10 mm mayor que el diámetro del mandril.

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

Aceptamos la pared de la manga:

S g \u003d S n + (11..14) \u003d 3.2 + 11.8 \u003d 15 mm.

El diámetro exterior de los manguitos se determina en función del valor del diámetro interior y el espesor de la pared:

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

El diámetro de la pieza de trabajo utilizada D h =120 mm.

El diámetro del mandril de la fresa perforadora se selecciona teniendo en cuenta la cantidad de laminación, es decir aumento del diámetro interior del manguito, que es del 3% al 7% del diámetro interior:

P \u003d (0.92 ... 0.97) d g \u003d 0.93 * 95 \u003d 88 mm.

Los coeficientes de estirado para molinos de perforación, continuos y reductores están determinados por las fórmulas:

,

La relación de extracción general es:

La mesa de rodadura para tubos de 48,3 × 4,0 mm y 60,3 × 5,0 mm de tamaño se calculó de manera similar.

La mesa rodante se presenta en Tabla. 3.1.

Tabla 3.1 - Mesa rodante TPA-80

Tamaño de tubos terminados, mm		Diámetro de la pieza, mm	Molino perforador				Molino continuo				molino de reducción				Relación de elongación general
Diámetro exterior	espesor de pared		Tamaño de la manga, mm		Diámetro del mandril, mm	Relación de sorteo	Dimensiones de la tubería, mm		Diámetro del mandril, mm	Relación de sorteo	Tamaño de tubería, mm		Número de puestos	Relación de sorteo
			Diámetro	espesor de pared			Diámetro	espesor de pared			Diámetro	espesor de pared
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 Cálculo de la calibración de los rodillos del molino de reducción

La calibración de los rodillos es una parte importante del cálculo del modo de funcionamiento del molino. Determina en gran medida la calidad de las tuberías, la vida útil de la herramienta, la distribución de la carga en los puestos de trabajo y el accionamiento.

El cálculo de calibración de rollo incluye:

a) la distribución de deformaciones parciales en los soportes del molino y el cálculo de los diámetros medios de los calibres;

b) determinación de las dimensiones de los calibres de los rollos.

3.3.1 Distribución de deformación parcial

Según la naturaleza del cambio de deformaciones parciales, las cajas del tren reductor se pueden dividir en tres grupos: el de cabeza al principio del tren, en el que las reducciones aumentan intensamente durante la laminación; calibrando (al final del molino), en el que las deformaciones se reducen a un valor mínimo, y un grupo de soportes entre ellos (medio), en el que las deformaciones parciales son máximas o cercanas a ellas.

Al enrollar tubos con tensión, los valores de las deformaciones parciales se toman en función de la condición de estabilidad del perfil del tubo a un valor de tensión plástica que garantiza la producción de un tubo de un tamaño determinado.

El coeficiente de tensión plástica total se puede determinar mediante la fórmula:

,

donde se toman las deformaciones axiales y tangenciales en forma logarítmica; T es el valor determinado en el caso de un calibre de tres rodillos por la fórmula

T= ,

donde (S/D) cp es la relación promedio entre el espesor de la pared y el diámetro durante el período de deformación de la tubería en el molino; factor k teniendo en cuenta el cambio en el grado de espesor de la tubería.

,

,

donde m es el valor de la deformación total de la tubería a lo largo del diámetro.

.

,

.

El valor de la reducción parcial crítica a tal coeficiente de tensión plástica, según , puede llegar al 6% en el segundo soporte, al 7,5% en el tercer soporte y al 10% en el cuarto soporte. En la primera jaula, se recomienda tomar en el rango de 2.5-3%. Sin embargo, para garantizar un agarre estable, generalmente se reduce la cantidad de compresión.

En los soportes de preacabado y acabado del molino, la reducción también se reduce, pero para reducir la carga en los rodillos y mejorar la precisión de los tubos terminados. En el último stand del grupo de tamaño, la reducción se toma igual a cero, el penúltimo - hasta 0,2 de la reducción en el último stand del grupo medio.

En el grupo medio de rodales se practica una distribución uniforme y desigual de las deformaciones parciales. Con una distribución uniforme de las compresiones en todos los rodales de este grupo, se supone que son constantes. La distribución desigual de las deformaciones parciales puede tener varias variantes y caracterizarse por los siguientes patrones:

la compresión en el grupo medio se reduce proporcionalmente desde los primeros soportes hasta el último modo descendente;

en los primeros rodales del grupo medio se reducen las deformaciones parciales, mientras que el resto se mantiene constante;

la compresión en el grupo medio primero aumenta y luego se reduce;

en los primeros rodales del grupo medio se dejan constantes las deformaciones parciales y en el resto se reducen.

Con modos de deformación decrecientes en el grupo medio de soportes, las diferencias en la magnitud de la potencia de laminación y la carga en el accionamiento disminuyen, debido a un aumento en la resistencia a la deformación del metal durante la laminación, debido a una disminución de su temperatura. y un aumento en la velocidad de deformación. Se cree que reducir la reducción hacia el final del molino también mejora la calidad de la superficie exterior de las tuberías y reduce la variación de la pared transversal.

Al calcular la calibración de los rodillos, asumimos una distribución uniforme de reducciones.

Los valores de las deformaciones parciales en los soportes del molino se muestran en la fig. 3.1.

Distribución de crimpado

Según los valores aceptados de deformaciones parciales, los diámetros promedio de los calibres se pueden calcular mediante la fórmula

.

Para la primera caja del molino (i=1) d i -1 =D 0 =94 mm, entonces

milímetro

Calculados por esta fórmula, los diámetros medios de los calibres se dan en el Apéndice 1.

3.3.2 Determinación de los calibres de los rodillos

La forma de los calibres de los molinos de tres rodillos se muestra en la fig. 3.2.

Un pase ovalado se obtiene delineándolo con un radio r con un centro desplazado con respecto al eje de rodadura por una excentricidad e.

Forma de calibre

Los valores de los radios y la excentricidad de los calibres están determinados por el ancho y la altura de los calibres según las fórmulas:

Para determinar las dimensiones del calibre es necesario conocer los valores de sus semiejes a y b, y para determinarlos, el valor de la ovalidad del calibre

Para determinar la ovalidad del calibre, puede usar la fórmula:

El exponente q caracteriza el posible valor de ensanchamiento del calibre. Al reducir en cajas de tres rodillos se toma q = 1,2.

Los valores de los semiejes del calibre están determinados por las dependencias:

donde f es el factor de corrección, que se puede calcular utilizando la fórmula aproximada

Calcularemos las dimensiones del calibre de acuerdo con las fórmulas anteriores para el primer soporte.

Para el resto de rodales, el cálculo se realiza de forma similar.

En la actualidad, las ranuras de los rodillos se realizan después de la instalación de los rodillos en el puesto de trabajo. El taladrado se lleva a cabo en máquinas especiales con un cortador redondo. El esquema de perforación se muestra en la fig. 3.3.

Arroz. 3.3 - Patrón de calibre calibre

Para obtener un calibre con valores dados de a y b, es necesario determinar el diámetro del cortador D f y su desplazamiento con respecto al plano de los ejes de los rodillos (parámetro X). D f y X se determinan mediante las siguientes fórmulas matemáticamente exactas:

Para molinos de tres cilindros, el ángulo a es de 60° Di es el diámetro ideal del cilindro, Di=330 mm.

Los valores calculados según las fórmulas anteriores se resumen en la Tabla. 3.2.

Tabla 3.2 - Calibración de rodillos

Número de stand	re, mm	metro,%	un mm	segundo, mm	r, mm	mi, mm	D f, mm	X, milímetro
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 Cálculo Límite de velocidad

El cálculo del modo de velocidad del molino consiste en determinar el número de revoluciones de los rodillos y, según ellos, el número de revoluciones de los motores.

Cuando se enrollan tubos bajo tensión, el cambio en el espesor de la pared está muy influenciado por el valor de la tensión plástica. En este sentido, en primer lugar, es necesario determinar el coeficiente de tensión plástica total en el molino - ztotal, que garantizaría la pared requerida. El cálculo de ztot se da en la cláusula 3.3.

,

donde es el coeficiente teniendo en cuenta la influencia de las zonas de deformación sin contacto:

;

l i es la longitud del arco de captura:

;

- ángulo de agarre:

;

f es el coeficiente de fricción, aceptamos f=0.5; a es el número de rollos en el soporte, a=3.

En el primer puesto de trabajo z c1 =0. En soportes posteriores, puede tomar z p i -1 = z s i .

,

;

;

.

Sustituyendo los datos de la primera posición en las fórmulas anteriores, obtenemos:

milímetro;

;

;

;

; ;

milímetro

Habiendo realizado cálculos similares para el segundo soporte, se obtuvieron los siguientes resultados: z p2 = 0,42, S 2 = 3,251 mm, z p3 = 0,426, S 3 = 3,252 mm, z p4 = 0,446, S 4 = 3,258 mm. En esto, detenemos el cálculo de z p i de acuerdo con el método anterior, porque se cumple la condición z n2 >z total.

A partir de la condición de deslizamiento completo, determinamos la tensión máxima posible z z en el último soporte deformable, es decir z s21 . En este caso, asumimos que z p21 =0.

.

milímetro;

;

;

El grosor de la pared frente a la tribuna 21, es decir S 20, se puede determinar mediante la fórmula:

.

;

; ;

milímetro

Habiendo realizado cálculos similares para el puesto 20, se obtuvieron los siguientes resultados: z z 20 = 0,357, S 19 = 3,178 mm, z z 19 = 0,396, S 18 = 3,168 mm, z z 18 = 0,416, S 17 = 3,151 mm, z z 17 = 0,441, S 16 \u003d 3,151 mm. En esto, detenemos el cálculo de z p i, porque se cumple la condición z z14 >z total.

Los valores de espesor de pared calculados para los soportes de molino se dan en la Tabla. 2.20.

Para determinar el número de revoluciones de los rodillos, es necesario conocer los diámetros de rodadura de los rodillos. Para determinar los diámetros de laminación, puede usar las fórmulas dadas en:

, (2)

donde D en i es el diámetro del rollo en la parte superior;

.

si un , entonces el cálculo del diámetro de rodadura de los rollos se debe realizar de acuerdo con la ecuación (1), si esta condición no se cumple, entonces se debe utilizar (2).

El valor caracteriza la posición de la línea neutra en el caso de que se tome paralela (en planta) al eje de rodadura. De la condición de equilibrio de fuerzas en la zona de deformación para tal disposición de zonas de deslizamiento

,

Dada la velocidad de laminación de entrada V en =1,0 m/s, calculamos el número de revoluciones de los rodillos de la primera caja

rpm

Las pérdidas de balón en los puestos restantes se calcularon mediante la fórmula:

.

Los resultados del cálculo del modo de velocidad se dan en la Tabla 3.3.

Tabla 3.3 - Resultados del cálculo del límite de velocidad

Número de stand	S, mm	Dcat, mm	n, rpm
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

Según la Tabla 3.3. se construyó una gráfica de cambios en las revoluciones de los rodillos (Fig. 3.4.).

Velocidad de rollo

3.5 Parámetros de potencia de laminación

Una característica distintiva del proceso de reducción en comparación con otros tipos de laminación longitudinal es la presencia de importantes tensiones entre hileras. La presencia de tensión tiene un efecto significativo en los parámetros de potencia de laminación: la presión del metal sobre los rodillos y los momentos de laminación.

La fuerza del metal sobre el rodillo P es la suma geométrica de las componentes vertical P in y horizontal P g:

La componente vertical de la fuerza del metal sobre los rodillos está determinada por la fórmula:

,

donde p es la presión específica promedio del metal en el rollo; l es la longitud de la zona de deformación; d es el diámetro del calibre; a es el número de rollos en el soporte.

El componente horizontal Р g es igual a la diferencia entre las fuerzas de las tensiones delantera y trasera:

donde z p, z z son los coeficientes de las tensiones plásticas delantera y trasera; F p, F c - área de la sección transversal de los extremos delantero y trasero de la tubería; s S es la resistencia a la deformación.

Para determinar las presiones específicas promedio, se recomienda utilizar la fórmula de V.P. Anisiforova:

.

El momento de rodadura (total por caja) viene determinado por la fórmula:

.

La resistencia a la deformación está determinada por la fórmula:

,

donde Т – temperatura de laminación, °С; H es la intensidad de las velocidades de deformación por cizallamiento, 1/s; e - reducción relativa; K 1, K 2, K 3, K 4, K 5 son coeficientes empíricos, para acero 10: K 1 = 0.885, K 2 = 7.79, K 3 = 0.134, K 4 = 0.164, K 5 = (–2 ,ocho ).

La intensidad de la velocidad de deformación está determinada por la fórmula

donde L es el grado de deformación por cortante:

t es el tiempo de deformación:

La velocidad angular del rollo se encuentra mediante la fórmula:

,

La potencia se encuentra mediante la fórmula:

En mesa. 3.4. se dan los resultados del cálculo de los parámetros de potencia de laminación según las fórmulas anteriores.

Tabla 3.4 - Parámetros de potencia de laminación

Número de stand	s S , MPa	pag, kN / m 2	P, kN	m, kNm	N, kilovatios
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	-	-	-	-

Según Tabla. Se trazan gráficos 3.4 de cambios en los parámetros de potencia de rodar a lo largo de los soportes del molino (Fig. 3.5., 3.6., 3.7.).

Cambio en la presión específica promedio

Cambiando la fuerza del metal en el rollo.

Cambio del momento de rodadura

3.6 Estudio del efecto de los modos de reducción de la velocidad transitoria sobre el valor de la diferencia longitudinal de espesor de pared de los tramos extremos de las tuberías acabadas

3.6.1 Descripción del algoritmo de cálculo

El estudio se llevó a cabo con el fin de obtener datos sobre el efecto de los modos de reducción de velocidad transitoria sobre el valor de la diferencia longitudinal en el espesor de pared de las secciones finales de las tuberías terminadas.

Determinación del coeficiente de tensión entre hileras a partir de revoluciones de rodillos conocidas, es decir dependencia Zn i =f(n i /n i -1) se llevó a cabo de acuerdo con el método de resolución del llamado problema inverso propuesto por G.I. Gulyaev, para obtener la dependencia del espesor de pared de las revoluciones de los rodillos.

La esencia de la técnica es la siguiente.

El proceso constante de reducción de tuberías se puede describir mediante un sistema de ecuaciones que refleja la observancia de la ley de constancia de segundos volúmenes y el equilibrio de fuerzas en la zona de deformación:

(3.1.)

A su vez, como es bien sabido,

Dcat i =j(Zç i , Zï i , À i),

m i =y(Zç i , Zп i , B i),

donde A i y B i son valores que no dependen de la tensión, n i es el número de revoluciones en el soporte i-ésimo,  i es la relación de estiramiento en el soporte i-ésimo, Dcat i es el diámetro de rodadura de el rollo en el soporte i-th, Zp i , Zz i - coeficientes de tensión plástica delantera y trasera.

Dado que Zç i = Zп i -1, el sistema de ecuaciones (3.1.) se puede escribir en forma general como sigue:

(3.2.)

Resolvemos el sistema de ecuaciones (3.2.) con respecto a los coeficientes de tensión plástica anterior y posterior por el método de aproximaciones sucesivas.

Tomando Zz1 = 0, establecemos el valor Zp1 y de la primera ecuación del sistema (3.2.) determinamos Zp 2 por iteración, luego de la segunda ecuación - Zp 3, etc. Dado el valor Zp 1, puede encontrar un solución en la que Zp n = 0 .

Conociendo los coeficientes de tensión plástica delantera y trasera, determinamos el espesor de la pared después de cada soporte utilizando la fórmula:

(3.3.)

donde A es el coeficiente determinado por la fórmula:

;

;

z i - coeficiente promedio (equivalente) de tensión plástica

.

3.6.2 Resultados del estudio

Utilizando los resultados de los cálculos de la calibración de la herramienta (pág. 3.3.) y la configuración de la velocidad del molino (velocidades de los rodillos) con el proceso de reducción constante (pág. 3.4.) en el entorno de software MathCAD 2001 Professional, la solución del sistema (3.2.) y expresiones (3.3.) con el propósito de determinar el cambio en el espesor de la pared.

Es posible reducir la longitud de los extremos engrosados ​​aumentando el coeficiente de tensión plástica cambiando las revoluciones de los rodillos durante el laminado de las secciones finales de la tubería.

En la actualidad, se ha creado un sistema de control para el modo de alta velocidad de laminación continua sin mandril en el tren reductor TPA-80. Este sistema le permite ajustar dinámicamente la velocidad de laminación de los soportes de PPC al enrollar las secciones finales de las tuberías de acuerdo con una relación lineal determinada. Esta regulación de la velocidad de laminación durante el laminado de las secciones finales de los tubos se denomina “cuña de velocidad”. Las rotaciones de los rodillos durante el laminado de las secciones finales de la tubería se calculan mediante la fórmula:

, (3.4.)

donde n i es la velocidad de los rodillos en la i-ésima caja en estado estacionario, Ki es el coeficiente de reducción de la velocidad de los rodillos en %, i es el número de la caja.

La dependencia del coeficiente de reducción de la velocidad del rodillo en un soporte dado en el número de soporte es lineal

Ki \u003d (Fig. 3.8.).

Dependencia del factor de reducción de rollos en un stand en el número de stand.

Los datos iniciales para utilizar este modo de control son:

El número de soportes en los que se cambia el ajuste de velocidad está limitado por la longitud de los extremos engrosados ​​(3…6);

La magnitud de la reducción de la velocidad de los rodillos en la primera caja del molino está limitada por la posibilidad de un accionamiento eléctrico (0,5 ... 15%).

En este trabajo, para estudiar el efecto del ajuste de velocidad del RRS sobre el espesor de pared longitudinal final, se supuso que el cambio de ajuste de velocidad al reducir los extremos delantero y trasero de las tuberías se realiza en los primeros 6 soportes. El estudio se realizó modificando la velocidad de rotación de los cilindros en las primeras cajas del laminador en relación con el proceso de laminación constante (variación de la pendiente de la recta en la Fig. 3.8).

Como resultado de la modelización de los procesos de llenado de los soportes de RRS y salida de la tubería del molino de tubería, se obtuvo la dependencia del espesor de pared de los extremos delantero y trasero de la tubería sobre la magnitud del cambio en la velocidad de rotación de la tubería. los rodillos en las primeras cajas del molino, que se muestran en la Fig. 3.9. y la figura 3.10. para tubos de 33,7x3,2 mm. El valor más óptimo de la "cuña de velocidad" en términos de minimizar la longitud de la moldura final y "golpear" el espesor de pared en el campo de tolerancia de DIN 1629 (tolerancia de espesor de pared ± 12,5 %) es K 1 = 10-12 % .

En la fig. 3.11. y la fig. 3.12. las dependencias de las longitudes de los extremos engrosados ​​delantero y trasero de los tubos terminados se dan cuando se utiliza la "cuña de velocidad" (K 1 = 10 %), obtenida como resultado del modelado de transitorios. De las dependencias anteriores, se puede sacar la siguiente conclusión: el uso de una "cuña de velocidad" produce un efecto notable solo cuando se enrollan tuberías con un diámetro de menos de 60 mm y un espesor de pared de menos de 5 mm, y con una mayor diámetro y espesor de pared de la tubería, no se produce el adelgazamiento de pared necesario para lograr los requisitos de la norma.

En la fig. 3.13., 3.14., 3.15., las dependencias de las longitudes del extremo frontal engrosado en el diámetro exterior de los tubos terminados se dan para espesores de pared iguales a 3.5, 4.0, 5.0 mm, en varios valores de la "velocidad cuña” (tomamos el coeficiente de reducción de velocidad de los rodillos K 1 igual a 5%, 10%, 15%).

La dependencia del espesor de la pared del extremo frontal de la tubería en el valor

“cuña de velocidad” para tamaño 33,7x3,2 mm

Dependencia del espesor de pared del extremo posterior del tubo del valor de la “cuña de velocidad” para el tamaño 33,7x3,2 mm

La dependencia de la longitud del extremo frontal engrosado de la tubería en D y S (en K 1 \u003d 10%)

La dependencia de la longitud del extremo trasero engrosado de la tubería en D y S (en K 1 \u003d 10%)

Dependencia de la longitud del extremo frontal engrosado de la tubería del diámetro de la tubería terminada (S=3,5 mm) a diferentes valores de la “cuña de velocidad”.

Dependencia de la longitud del extremo frontal engrosado de la tubería del diámetro de la tubería terminada (S=4,0 mm) a diferentes valores de la "cuña de velocidad"

Dependencia de la longitud del extremo frontal engrosado de la tubería del diámetro de la tubería terminada (S=5,0 mm) a diferentes valores de la "cuña de velocidad".

De los gráficos anteriores se puede ver que el mayor efecto desde el punto de vista de la reducción de la diferencia de espesor final de los tubos terminados está dado por el control dinámico de las revoluciones de los rodillos de PPC dentro de K 1 =10...15%. Un cambio insuficientemente intenso en la "cuña de velocidad" (K 1 = 5%) no permite adelgazar el espesor de la pared de las secciones finales de la tubería.

Además, al enrollar tubos con un espesor de pared superior a 5 mm, la tensión derivada de la acción de la “cuña de velocidad” no logra adelgazar la pared debido a la insuficiente capacidad de tracción de los rodillos. Al laminar tubos con un diámetro de más de 60 mm, la relación de elongación en el molino de reducción es pequeña, por lo que prácticamente no se produce el engrosamiento de los extremos, por lo que el uso de una "cuña de velocidad" no es práctico.

El análisis de los gráficos anteriores mostró que el uso de la "cuña de velocidad" en el molino de reducción TPA-80 de JSC "KresTrubZavod" permite reducir la longitud del extremo delantero engrosado en un 30%, el extremo trasero engrosado en un 25%. %

Como los cálculos de Mochalov D.A. Para un uso más eficiente de la "cuña de velocidad" para una mayor reducción del ajuste final, es necesario garantizar el funcionamiento de los primeros soportes en el modo de frenado con un uso casi completo de las capacidades de potencia de los rodillos debido al uso de un Dependencia no lineal más compleja del coeficiente de reducción de la velocidad del rodillo en un soporte dado en el número de soporte. Es necesario crear una metodología con base científica para determinar la función óptima K i =f(i).

El desarrollo de dicho algoritmo para el control óptimo del RRS puede servir como objetivo para el desarrollo posterior del UZS-R en un APCS TPA-80 completo. Como muestra la experiencia en el uso de tales sistemas de control de procesos, la regulación del número de revoluciones de los rodillos durante el laminado de las secciones finales de los tubos, según la empresa Mannesmann (el paquete de programas aplicados CARTA), permite reducir el tamaño del corte final de los tubos en más del 50%, debido al sistema de control automático del proceso de reducción de los tubos, que incluye tanto un subsistema de control de molino como un subsistema de medición, así como un subsistema para calcular el óptimo modo de reducción y control de procesos en tiempo real.

4. ESTUDIO DE FACTIBILIDAD DEL PROYECTO

4.1 La esencia de la actividad planificada

En este proyecto, se propone introducir el modo de velocidad óptima de laminación en un tren de estirado-reducción. Debido a esta medida, se prevé reducir el coeficiente de consumo del metal, y debido a la reducción de la longitud de corte de los extremos engrosados ​​de los tubos terminados, se espera un aumento de los volúmenes de producción en 80 toneladas mensuales en promedio.

Las inversiones de capital requeridas para la implementación de este proyecto son 0 rublos.

La financiación del proyecto se puede llevar a cabo bajo el artículo "reparaciones actuales", estimaciones de costos. El proyecto se puede completar en un día.

4.2 Cálculo del costo de producción

Cálculo del precio de coste de 1t. Los productos en los estándares existentes para recortar los extremos engrosados ​​​​de las tuberías se dan en la tabla. 4.1.

El cálculo para el proyecto se da en la tabla. 4.2. Dado que el resultado de la implementación del proyecto no es un aumento en la producción, no se realiza el nuevo cálculo de los valores de costo para la etapa de procesamiento en el cálculo del diseño. La rentabilidad del proyecto es reducir el costo al reducir los desechos de recorte. El recorte se reduce debido a una disminución en el coeficiente de consumo del metal.

4.3 Cálculo de indicadores de diseño

El cálculo de los indicadores del proyecto se basa en el costeo que se muestra en la Tabla. 4.2.

Ahorros por reducción de costos por año:

Por ejemplo, \u003d (C 0 -C p) * V pr \u003d (12200.509-12091.127) * 110123.01 \u003d 12045475.08r.

Ganancia reportada:

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

Beneficio del proyecto:

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

El aumento de la utilidad será:

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

La rentabilidad del producto fue:

Rentabilidad de los productos para el proyecto:

El flujo de efectivo para el informe y para el proyecto se presenta en la Tabla 4.3. y 4.4., respectivamente.

Tabla 4.1 - Cálculo del costo de 1 tonelada de productos laminados en la tienda T-3 JSC "KresTrubZavod"

Nº p/p	Costo del producto	Cantidad	Precio 1 tonelada	Suma
1	2	3	4	5
yo	Dado en la redistribución: 1. Billete, t/t; 2. Residuos, t/t: recorte deficiente;
yo yo	Costos de transferencia 2. Costos de energía: potencia potencia eléctrica, kW/h vapor para producción, Gcal agua técnica, tm 3 aire comprimido, tm 3 agua reciclada, tm 3 aguas residuales industriales, tm 3 3. Materiales auxiliares 7. Equipo de reemplazo 10. Revisión 11. Trabajo de tiendas de transporte. 12. Otros gastos de tienda Costes totales de conversión
W	Gastos generales de fábrica

Tabla 4.2 - Costeo del proyecto de 1 tonelada de productos laminados

Nº p/p	Costo del producto	Cantidad	Precio 1 tonelada	Suma
yo	Dado en la redistribución: 1. Billete, t/t; 2. Residuos, t/t: recorte deficiente; Total especificado en la redistribución menos desperdicios y desechos
PAGS	Costos de transferencia 1. Combustible de proceso (gas natural), aquí 2. Costos de energía: potencia potencia eléctrica, kW/h vapor para producción, Gcal agua técnica, tm 3 aire comprimido, tm 3 agua reciclada, tm 3 aguas residuales industriales, tm 3 3. Materiales auxiliares 4. Salario base de los trabajadores de producción 5. Salario adicional de los trabajadores de producción 6. Deducciones por necesidades sociales 7. Equipo de reemplazo 8. Mantenimiento y mantenimiento de activos fijos 9. Depreciación de activos fijos 10. Revisión 11. Trabajo de tiendas de transporte. 12. Otros gastos de tienda Costes totales de conversión
W	Gastos generales de fábrica Costo total de producción
IV	gastos no relacionados con la fabricación Costo completo total

La mejora del proceso tecnológico afectará el desempeño técnico y económico de la empresa de la siguiente manera: la rentabilidad de la producción aumentará en un 1,45%, los ahorros por reducción de costos ascenderán a 12 millones de rublos. por año, lo que conducirá a un aumento en las ganancias.

Cuadro 4.3 - Flujo de caja informado

flujo de caja	Del año
	1	2	3	4	5
A. Flujo de caja:
- Volumen de producción, toneladas
- Precio del producto, frotar.
entrada total
B. Salida de efectivo:
-Costos de operacion
-Impuesto sobre la renta	193789135,29
Salida total:	1521432951,34	1521432951,34	1521432951,34	1521432951,34	1521432951,34
Flujo de caja neto (A-B)
coef. Inversiones	0,8	0,64	0,512	0,41	0,328
E=0,25
	493902383,46	889024290,22	1205121815,64	1457999835,97	1457999835,97

Cuadro 4.4 - Flujo de caja del proyecto

flujo de caja	Del año
	1	2	3	4	5
A. Flujo de caja:
- Volumen de producción, toneladas
- Precio del producto, frotar.
- Producto de las ventas, frotar.
entrada total
B. Salida de efectivo:
-Costos de operacion
-Impuesto sobre la renta
Salida total:	1526220795,63	1526220795,63	1526220795,63	1526220795,63	1526220795,63
Flujo de caja neto (A-B)	632190135,03	632190135,03	632190135,03
coef. Inversiones	0,8	0,64	0,512	0,41	0,328
E=0,25
Flujo descontado (A-B)*C inv
Flujo de caja acumulativo VAN

El perfil financiero del proyecto se muestra en la Figura 4.1. De acuerdo con los gráficos que se muestran en la fig. 4.1. el VAN acumulado del proyecto excede la cifra planificada, lo que indica la rentabilidad incondicional del proyecto. El VAN acumulado calculado para el proyecto implementado es un valor positivo desde el primer año, ya que el proyecto no requirió inversiones de capital.

Perfil financiero del proyecto

El punto de equilibrio se calcula mediante la fórmula:

El punto de equilibrio caracteriza el volumen mínimo de producción en el que terminan las pérdidas y aparece la primera ganancia.

En mesa. 4.5. se presentan datos para el cálculo de costos fijos y variables.

De acuerdo con los datos del informe, la cantidad de costos variables por unidad de producción es Z lane = 11212.8 rublos, la cantidad de costos fijos por unidad de producción Z post = 987.7 rublos. La cantidad de costos fijos para todo el volumen de producción según el informe es de 107780796,98 rublos.

De acuerdo con los datos de diseño, la cantidad de costos variables Z lane \u003d 11103.5 rublos, la cantidad de costos fijos Z post \u003d 987.7 rublos. La cantidad de costos fijos para todo el volumen de producción según el informe es de 108768496,98 rublos.

Tabla 4.5 - La participación de los costos fijos en la estructura de los costos planificados y del proyecto

Nº p/p	Costo del producto	Cantidad según el plan, frotar.	Cantidad del proyecto, frotar.	La participación de los costos fijos en la estructura de costos de redistribución, %
1	2	3	4	5
1	Costos de transferencia 1. Combustible de proceso (gas natural), aquí 2. Costos de energía: potencia potencia eléctrica, kW/h vapor para producción, Gcal agua técnica, tm 3 aire comprimido, tm 3 agua reciclada, tm 3 aguas residuales industriales, tm 3 3. Materiales auxiliares 4. Salario base de los trabajadores de producción 5. Salario adicional de los trabajadores de producción 6. Deducciones por necesidades sociales 7. Equipo de reemplazo 8. Reparación y mantenimiento corrientes de activos fijos 9. Depreciación de activos fijos 10. Revisión 11. Trabajo de tiendas de transporte. 12. Otros gastos de tienda Costes totales de conversión
2	Gastos generales de fábrica Costo total de producción			100
3	gastos no relacionados con la fabricación Costo completo total			100

El punto de equilibrio reportado es:

TB de t.

El punto de equilibrio del proyecto es:

relaciones públicas de televisión t.

En mesa. 4.6. se realizó el cálculo de los ingresos y todo tipo de costos por la producción de los productos vendidos necesarios para determinar el punto de equilibrio. Los cronogramas para calcular el punto de equilibrio para el informe y para el proyecto se muestran en la Figura 4.2. y la figura 4.3. respectivamente.

Tabla 4.6 - Datos para el cálculo del punto de equilibrio

Cálculo del punto de equilibrio según el informe

Cálculo del punto de equilibrio para el proyecto

Los indicadores técnicos y económicos del proyecto se presentan en la Tabla. 4.7.

Como resultado, podemos concluir que la medida propuesta en el proyecto reducirá el costo unitario de producción en un 1,45 % debido a la reducción de los costos variables, lo que contribuye a un aumento de la ganancia de 19,5 millones de rublos. con una producción anual de 110.123,01 toneladas. El resultado de la implementación del proyecto es el crecimiento del valor presente neto acumulado en comparación con el valor planificado en el período bajo revisión. Otro punto positivo es la reducción del umbral de rentabilidad de 12,85 mil toneladas a 12,8 mil toneladas.

Tabla 4.7 - Indicadores técnicos y económicos del proyecto

Nº p/p	Índice	Reporte	Proyecto	Desviación
				Absoluto	%
1	Volumen de producción: en especie, t en términos de valor, mil rublos
2	El costo de los activos fijos de producción, mil rublos.	6775032	6775032	0	0
3	Costos generales (costo completo): emisión total, mil rublos unidades de producción, frotar.
4	Rentabilidad del producto, %	60,65	62,1	1,45	2,33
5	Valor presente neto, VAN	1700,136
6	Monto total de inversiones, mil rublos.	0
7	Referencia: punto de equilibrio T.B., t, el valor de la tasa de descuento F, tasa interna de retorno del INB máxima salida de efectivo K, mil rublos.

CONCLUSIÓN

En este proyecto de tesis, se desarrolló una tecnología para la producción de tuberías de uso general según DIN 1629. El documento considera la posibilidad de reducir la longitud de los extremos engrosados ​​formados durante el laminado en un molino de reducción cambiando los ajustes de velocidad del molino durante laminación de las secciones finales de la tubería utilizando las capacidades del sistema UZS-R. Los cálculos han demostrado que la reducción de la longitud de los extremos engrosados ​​puede alcanzar el 50 %.

Los cálculos económicos han demostrado que el uso de los modos de laminación propuestos reducirá el costo unitario de producción en un 1,45%. Esto, manteniendo los volúmenes de producción existentes, permitirá aumentar las ganancias en 20 millones de rublos en el primer año.

Bibliografía

1. Anuriev V.I. "Manual del diseñador-constructor de máquinas" en 3 volúmenes, volumen 1 - M. "Ingeniería" 1980 - 728 p.

2. Anuriev V.I. "Manual del diseñador-constructor de máquinas" en 3 volúmenes, volumen 2 - M. "Ingeniería" 1980 - 559 p.

3. Anuriev V.I. "Manual del diseñador-constructor de máquinas" en 3 volúmenes, volumen 3 - M. "Ingeniería" 1980 - 557 p.

4. Pavlov Ya.M. "Partes de máquina". - Leningrado "Ingeniería" 1968 - 450 p.

5. Vasiliev V.I. Libro de texto "Fundamentos del diseño de equipos tecnológicos de empresas de transporte motorizado" - Kurgan 1992 - 88 p.

6. Vasiliev V.I. "Fundamentos del diseño de equipos tecnológicos de empresas de transporte motorizado" - Kurgan 1992 - 32 p.

UDC 621.774.3

ESTUDIO DE LA DINÁMICA DE LOS CAMBIOS EN EL ESPESOR DE LA PARED DE LA TUBERÍA DURANTE LA REDUCCIÓN

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

Se presentan los resultados de un estudio experimental de la dinámica de los cambios en el espesor de pared de las tuberías durante el laminado, estirado en troqueles monolíticos y de rodillos. Se muestra que a medida que aumenta el grado de deformación, se observa un aumento más intenso del espesor de la pared de la tubería en los procesos de laminado y estirado en troqueles de rodillos, lo que hace prometedor su uso.

Palabras clave: tubos conformados en frío, tubos de paredes gruesas, trefilado de tubos, espesor de pared de tubos, calidad de la superficie interior de los tubos.

La tecnología existente para la fabricación de tubos de pared gruesa de pequeño diámetro formados en frío a partir de aceros resistentes a la corrosión prevé el uso de procesos de laminación en frío en trenes de laminación en frío y el posterior estirado sin mandril en matrices monolíticas. Se sabe que la producción de tubos de pequeño diámetro por laminación en frío está asociada a una serie de dificultades debidas a una disminución de la rigidez del sistema "varilla-mandril". Por lo tanto, para obtener dichos tubos, se utiliza un proceso de trefilado, principalmente sin mandril. La naturaleza del cambio en el espesor de la pared de la tubería durante el trefilado sin mandril está determinada por la relación entre el espesor de la pared S y el diámetro exterior D, y el valor absoluto del cambio no supera los 0,05-0,08 mm. En este caso, el engrosamiento de la pared se observa en la relación 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.

El objetivo del trabajo es un estudio experimental comparativo de la dinámica de cambios en el espesor de pared de tuberías en los procesos de reducción por laminación, embutición en matriz monolítica y rodillos.

Se utilizaron tubos conformados en frío como piezas brutas: 12,0x2,0 mm (S/D = 0,176), 10,0x2,10 mm (S/D = 0,216) de acero 08Kh14MF; dimensiones 8,0x1,0 mm (S/D = 0,127) de acero 08X18H10T. Todos los tubos fueron recocidos.

El trefilado en troqueles monolíticos se realizó en un banco de trefilado de cadena con una fuerza de 30 kN. Para el trefilado se utilizó un troquel con pares de rodillos desplazados BP-2/2.180. El embutido en una matriz de rodillos se llevó a cabo utilizando un sistema de calibre de círculo ovalado. La reducción de tubería por laminación se realizó según el esquema de calibración “oval-oval” en un carro de dos rodillos con rodillos de 110 mm de diámetro.

En cada etapa de deformación, se tomaron muestras (5 piezas para cada variante del estudio) para medir el diámetro exterior, el espesor de la pared y la rugosidad de la superficie interior. La medición de las dimensiones geométricas y la rugosidad superficial de las tuberías se realizó mediante un calibre electrónico TTTTs-TT. Micrómetro de punto electrónico, perfilómetro Surftest SJ-201. Todas las herramientas y dispositivos han pasado la verificación metrológica necesaria.

Los parámetros de deformación en frío de las tuberías se dan en la tabla.

En la fig. 1 muestra gráficos de la dependencia del aumento relativo del espesor de la pared con el grado de deformación e.

Análisis de los gráficos de la fig. 1 muestra que durante el laminado y estirado en una hilera de rodillos, en comparación con el proceso de estirado en una hilera monolítica, se observa un cambio más intenso en el espesor de la pared de la tubería. Esto, según los autores, se debe a la diferencia en el esquema del estado tensional del metal: durante la laminación y el estirado, las tensiones de tracción en la zona de deformación son menores. La ubicación de la curva de cambio de espesor de pared durante el estirado con rodillos es más baja que la curva de cambio de espesor de pared durante el laminado debido a tensiones de tracción ligeramente mayores durante el estirado con rodillos debido a la aplicación axial de la fuerza de deformación.

El extremo de la función de cambio de espesor de pared en función del grado de deformación o reducción relativa a lo largo del diámetro exterior observado durante el laminado corresponde al valor S/D = 0,30. Por analogía con la reducción en caliente por laminación, donde se observa una disminución del espesor de pared con S/D > 0,35, se puede suponer que la reducción en frío por laminación se caracteriza por una disminución del espesor de pared con una relación S/D > 0,30.

Dado que uno de los factores que determinan la naturaleza del cambio en el espesor de la pared es la relación entre los esfuerzos de tracción y radiales, que a su vez depende de los parámetros

Pase No. Dimensiones de la tubería, mm S,/D, Si/Sc Di/Do є

Reducción por laminación (tubos de acero grado 08X14MF)

О 9.98 2.157 О.216 1.О 1.О 1.О О

1 9.52 2.23O 0.234 1.034 0.954 1 .30 80.04

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

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

Reducción por laminación (tubos fabricados en acero grado 08X18H10T)

О 8, О6 1, О 2 О 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

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

Reducción por embutición en matriz de rodillos (tubos de acero grado 08X14MF)

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

Reducción por embutición en matriz monolítica (tubos de acero grado 08X14MF)

12.ОО 2.11О О.176 1.О 1.О 1.О О

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

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

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

Di, Si son, respectivamente, el diámetro exterior y el espesor de la pared de la tubería en el paso i-ésimo.

Arroz. 1. Dependencia del aumento relativo del espesor de pared de la tubería en el grado de deformación

ra S/D, es importante estudiar la influencia de la relación S/D en la posición del extremo de la función de cambio del espesor de pared de la tubería en el proceso de reducción. De acuerdo con los datos del trabajo, a relaciones S/D más bajas, el valor máximo del espesor de pared de la tubería se observa a grandes deformaciones. Este hecho fue estudiado en el ejemplo del proceso de reducción por laminación de tubos de dimensiones 8,0x1,0 mm (S/D = 0,127) de acero 08Kh18N10T en comparación con los datos de laminación de tubos de dimensiones 10,0x2,10 mm ( S/D = 0.216) de acero 08Kh14MF. Los resultados de la medición se muestran en la fig. 2.

El grado crítico de deformación en el que se observó el valor máximo del espesor de pared durante el laminado de la tubería con la relación

S/D = 0,216 fue 0,23. Al enrollar tubos de acero 08Kh18N10T, no se alcanzó el extremo del aumento del espesor de la pared, ya que la relación entre las dimensiones del tubo S/D, incluso en el grado máximo de deformación, no superó 0,3. Una circunstancia importante es que la dinámica del aumento del espesor de pared durante la reducción de las tuberías por laminación está inversamente relacionada con la relación de las dimensiones S/D de la tubería original, lo cual se demuestra en los gráficos que se muestran en la Fig. 2, un.

Análisis de curvas en la fig. 2b también muestra que el cambio en la relación S/D durante la laminación de tubos hechos de acero de grado 08Kh18N10T y tubos hechos de acero de grado 08Kh14MF tiene un carácter cualitativo similar.

S0/A)=0.127 (08X18H10T)

S0/00=0.216 (08X14MF)

Grado de deformación, b

AV=0;216 (08X14MF)

(So/Da=0A21 08X18H10T) _

Grado de deformación, є

Arroz. Fig. 2. Cambio en el espesor de pared (a) y la relación S/D (b) en función del grado de deformación durante el laminado de tuberías con diferentes relaciones S/D iniciales

Arroz. Fig. 3. Dependencia del valor relativo de la rugosidad de la superficie interior de las tuberías en el grado de deformación.

En proceso de reducción diferentes caminos la rugosidad de la superficie interna de las tuberías también se evaluó mediante la desviación media aritmética de la altura de la microrrugosidad Ra. En la fig. La figura 3 muestra los gráficos de la dependencia del valor relativo del parámetro Ra con el grado de deformación cuando las tuberías se reducen por laminación y embutición en matrices monolíticas.

lanosidad de la superficie interna de los tubos en el i-ésimo pasaje y en el tubo original).

Análisis de curvas en la fig. 3 muestra que en ambos casos (laminado, estirado) un aumento del grado de deformación durante la reducción conduce a un aumento del parámetro Ra, es decir, empeora la calidad de la superficie interior de los tubos. La dinámica de cambio (aumento) en el parámetro de rugosidad con un aumento en el grado de deformación en el caso de

la canalización de tuberías mediante laminación en calibres de dos rollos supera significativamente (aproximadamente dos veces) el mismo indicador en el proceso de estirado en matrices monolíticas.

También debe señalarse que la dinámica de cambios en el parámetro de rugosidad de la superficie interna es consistente con la descripción anterior de la dinámica de cambios en el espesor de pared para los métodos de reducción considerados.

En base a los resultados de la investigación, se pueden extraer las siguientes conclusiones:

1. La dinámica de los cambios en el espesor de la pared de la tubería para los métodos de reducción en frío considerados es la misma: espesamiento intenso con un aumento en el grado de deformación, posterior desaceleración en el aumento del espesor de la pared con el logro de un cierto valor máximo en un cierto relación de dimensiones de la tubería S / D y una disminución posterior en el aumento del espesor de la pared.

2. La dinámica de los cambios en el espesor de la pared de la tubería está inversamente relacionada con la relación de las dimensiones originales de la tubería S/D.

3. La mayor dinámica de aumento de espesor de pared se observa en los procesos de laminado y estirado en troqueles de rodillos.

4. Un aumento en el grado de deformación durante la reducción por laminación y estirado en matrices monolíticas conduce a un deterioro en el estado de la superficie interna de las tuberías, mientras que el aumento en el parámetro de rugosidad Ra durante la laminación ocurre más intensamente que durante el estirado. Teniendo en cuenta las conclusiones extraídas y la naturaleza del cambio en el espesor de la pared durante la deformación, se puede argumentar que para estirar tubos en troqueles de rodillos,

El cambio en el parámetro Ra será menos intenso que para el laminado y más intenso en comparación con el dibujo monolítico.

La información obtenida sobre las regularidades del proceso de reducción en frío será de utilidad en el diseño de rutas para la fabricación de tubos conformados en frío a partir de aceros resistentes a la corrosión. Al mismo tiempo, el uso del proceso de estirado en troqueles de rodillos es prometedor para aumentar el espesor de la pared de la tubería y reducir el número de pasadas.

Literatura

1. Bisk, MB Deformación en frío de tubos de acero. En 2 horas, Parte 1: Preparación para la deformación y dibujo / M.B. Bisk, IA Grejov, V. B. Slavin. -Sverdlovsk: Ural medio. libro. editorial, 1976. - 232 p.

2. Savin, GA Dibujo de tubería / G.A. Savin. -M: Metalurgia, 1993. - 336 p.

3. Shveikin, V.V. Tecnología de laminación en frío y reducción de tuberías: libro de texto. subsidio / V.V. Shveikin. - Sverdlovsk: Editorial de UPI im. CM. Kirova, 1983. - 100 págs.

4. Tecnología y equipos para la producción de tuberías /V.Ya. Osadchiy, A. S. Vavilin, V. G. Zimovets y otros; edición V. Ya. Osadchy. - M.: Ingeniería Intermet, 2007. - 560 p.

5. Barichko, BV Fundamentos de los procesos tecnológicos OMD: notas de clase / B.V. Barichko, F. S. Dubinsky, VI. Krainov. - Chelyabinsk: Editorial SUSU, 2008. - 131 p.

6. Potapov, I. N. Teoría de la producción de tuberías: libro de texto. para universidades / I.N. Potapov, A. P. Kolikov, V. M. Druyan. - M.: Metalurgia, 1991. - 424 p.

Yakovleva Ksenia Yuryevna, investigadora junior, Instituto Ruso de Investigación de la Industria de Tuberías (Chelyabinsk); [correo electrónico protegido]

Barichko Boris Vladimirovich, Jefe Adjunto del Departamento de Tuberías sin Costura, Instituto Ruso de Investigación de la Industria de Tuberías (Chelyabinsk); [correo electrónico protegido]

Kuznetsov Vladimir Nikolaevich, jefe del laboratorio de deformación en frío del laboratorio de la planta central, Sinarsky Pipe Plant OJSC (Kamensk-Uralsky); [correo electrónico protegido]

Boletín de la Universidad Estatal de los Urales del Sur

Serie "Metalurgia" ___________2014, vol.14, no.1, pp.101-105

ESTUDIO DE LOS CAMBIOS DINÁMICOS DEL ESPESOR DE PARED DE LA TUBERÍA EN EL PROCESO DE REDUCCIÓN

K. Yu. Yakovleva, Instituto Ruso de Investigación de las Industrias de Tubos y Tuberías (RosNITI), Chelyabinsk, Federación Rusa, [correo electrónico protegido],

BV Barichko, Instituto Ruso de Investigación de las Industrias de Tubos y Tuberías (RosNITI), Chelyabinsk, Federación Rusa, [correo electrónico protegido],

VN Kuznetsov, JSC "Planta de Tuberías Sinarsky", Kamensk-Uralsky, Federación Rusa, [correo electrónico protegido]

Se describen los resultados del estudio experimental de los cambios dinámicos del espesor de pared de la tubería durante la laminación, embutición tanto en troqueles de una sola pieza como de rodillos. Los resultados muestran que a medida que aumenta la deformación, se observa un crecimiento más rápido del espesor de la pared de la tubería en el laminado y estirado con los rodillos. Se puede concluir que el uso de troqueles de rodillos es el más prometedor.

Palabras clave: tubos conformados en frío, tubos de pared gruesa, trefilado de tubos, espesor de pared de tubo, calidad de la superficie interior del tubo.

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

2 Savin G.A. Tubo Volochenie. Moscú, Metallurgiya Publ., 1993. 336 p.

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

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

5. Barichko B.V., Dubinskiy F.S., Kraynov V.I. Osnovy tekhnologicheskikh protsessov OMD. Cheliábinsk Universidad Publ., 2008. 131 págs.

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