En la sección reducida de perfiles en T de paredes delgadas, angulares y cruciformes después de pandeo local. Desarrollo de métodos para el cálculo de los modos de deformación-velocidad de reducción en caliente con la tensión de tuberías de mayor precisión
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 formados 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. 3. Adicción magnitud relativa rugosidad de la superficie interna 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 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.
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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.
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 los tubos redondos sin costura hechos de aceros sin alear. Composición química Los aceros utilizados para la producción de tuberías se dan 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 ambulante del taller T-3 está diseñado para calentar palanquillas redondas con un diámetro de 90...120 mm, una longitud de 3...10 m de aceros al carbono, de baja aleación e inoxidables antes de perforarlos en el 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 desempeño 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 el mantenimiento y mantenimiento del horno. 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 velocidad lineal rodillos de tracción de manguito.
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
Las normas para el recorte final de tuberías reducidas para 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 las 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 automatizados y sistemas de control automatizados se ha convertido en la norma. norma en el 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 con medios relativamente simples (en particular, diseños racionales de equipos de molienda). 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 de la diferencia de espesor total 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 sistemas automáticos especiales que cambian la configuración del molino en el proceso. 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 el esfuerzo 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 tuberías 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 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:
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 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. La mayoría valor óptimo 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 más aplicación efectiva"cuña de velocidad" para reducir aún más el 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 una dependencia no lineal más compleja del rodillo coeficiente de reducción de velocidad en un puesto dado en el número de puesto. 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 del uso de estos sistemas de control de procesos automatizados, la regulación del número de revoluciones de los rodillos durante el laminado de las secciones finales de los tubos, según la empresa Mannesmann (paquete de software de aplicación CARTA), permite reducir el tamaño del corte final de las tuberías en más del 50%, debido al sistema Control automático proceso de reducción de tubería, que incluye tanto subsistemas de control de molino y un subsistema de medición, así como un subsistema para calcular el modo de reducción óptimo y control de proceso 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. 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 |
|||
| 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
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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.
donde, p es el número de la iteración actual; vt es la velocidad total de deslizamiento del metal sobre la superficie de la herramienta; vn es la velocidad normal de movimiento del metal; wn es la velocidad normal de la herramienta; st - tensión de fricción;
- Límite elástico en función de los parámetros del metal deformable, en un punto dado; - Voltaje medio; - Intensidad de la velocidad de deformación; x0 - tasa de deformación de compresión total; Kt - factor de penalización por la velocidad de deslizamiento del metal sobre la herramienta (especificado por el método de iteración) Kn - factor de penalización por la penetración del metal en la herramienta; m - viscosidad condicional del metal, refinada por el método de aproximaciones hidrodinámicas; - tensión tensión o remanso durante la laminación; Fn es el área de la sección transversal del extremo de la tubería a la que se aplica tensión o soporte.
El cálculo del modo de velocidad de deformación incluye la distribución del estado de deformaciones a lo largo de los soportes a lo largo del diámetro, el valor requerido del coeficiente de tensión plástica según el estado Ztot, el cálculo de los coeficientes de estirado, los diámetros de los rodillos. y la velocidad de rotación de los motores de accionamiento principal, teniendo en cuenta las características de su diseño.
Para las primeras cajas del molino, incluyendo la primera caja que rueda, y para las últimas colocadas después de la última caja, rueda, los coeficientes de tensión plástica en ellos Zav.i son menores que el Ztot requerido. Debido a tal distribución de los coeficientes de tensión plástica sobre todas las cajas del molino, el espesor de pared calculado a la salida del mismo es mayor que el necesario a lo largo de la ruta de reducción. Para compensar la insuficiente capacidad de tracción de los rodillos de las cajas situadas en la primera y después de la última caja que se laminan, es necesario un cálculo iterativo para encontrar un valor Ztot tal que los espesores de pared calculados y especificados a la salida de la estado son los mismos. Cuanto mayor sea el valor del coeficiente de tensión plástica total requerido según el estado Ztotal, mayor será el error en su determinación sin cálculo iterativo.
Después de que los cálculos iterativos hayan calculado los coeficientes de la tensión plástica delantera y trasera, el espesor de la pared de la tubería en la entrada y salida de las celdas de deformación a lo largo de los soportes del tren de reducción, finalmente determinamos la posición del primer y último soporte. que se enrollan.
Por supuesto, rodando el diámetro se determina a través del ángulo central qk.p. entre el eje de simetría vertical de la ranura de laminación y la línea trazada desde el centro de la pasada, coincide con el eje de laminación hasta un punto en la superficie de la ranura de la pasada, donde se encuentra la línea neutra de la zona de deformación en su superficie , se sitúa convencionalmente paralelo al eje de rodadura. El valor del ángulo qk.p., en primer lugar, depende del valor del coeficiente del trasero Zset. y Zper frontal. tensión, así como el coeficiente
capuchas
Determinación del diámetro de rodadura por el valor del ángulo qk.p. generalmente realizado para un calibre, tiene la forma de un círculo con un centro en el eje de rodadura y un diámetro igual al diámetro promedio del calibre Dav.
Los mayores errores al determinar el valor del diámetro de laminación sin tener en cuenta las dimensiones geométricas reales de la pasada serán para el caso en que las condiciones de laminación determinen su posición en el fondo o en la pestaña de la ranura. Cuanto más se diferencie la forma real del calibre del círculo aceptado en los cálculos, más significativo será este error.
El rango máximo posible de cambio del valor real de los rollos de diámetro del calibre es un corte de rollo. Cuantos más rollos forme una pasada, mayor será el error relativo al determinar el diámetro de laminación sin tener en cuenta las dimensiones geométricas reales de la pasada.
Con un aumento en la compresión parcial del diámetro de la tubería en el calibre, crece la diferencia entre su forma y la redonda. Así, con un aumento en la reducción del diámetro de la tubería del 1 al 10%, el error relativo en la determinación del valor del diámetro de rodadura sin tener en cuenta las dimensiones geométricas reales del calibre aumenta del 0,7 al 6,3% para un dos. rodillo, 7,1% para tres rodillos y 7,4% - para un soporte de "rodamiento" chotirio-roll cuando, de acuerdo con las condiciones cinemáticas de rodamiento, se enrolla el diámetro ubicado a lo largo de la parte inferior del calibre.
Aumento simultáneo en el mismo