Ильяшенко А.В. – Доцент кафедры «Строительная механика»
Московского государственного строительного университета,
кандидат технических наук

Исследование несущей способности сжатых упругих тонкостенных стержней, имеющих начальную погибь и претерпевших местную потерю устойчивости, связано с определением редуцированного поперечного сечения стержня. Основные положения, принятые для исследования напряжённо-деформированного состояния в закритической стадии сжатых неидеальных тонкостенных стержней, приведены в работах . В данной статье рассматривается закритическое поведение стержней, которые представляются в виде совокупности совместно работающих элементов – пластинок с начальной погибью, имитирующих работу полок уголковых, тавровых и крестообразных профилей. Это так называемые полки-пластинки с одним упруго защемлённым краем и другим свободным (см.рисунок). В работах такая пластинка относится к типу II.

Было установлено , что разрушающая нагрузка, характеризующая несущую способность стержня, значительно превышает нагрузку Р кр (м) , при которой происходит местная потеря устойчивости несовершенного профиля. Из графиков, представленных в , видно, что деформации продольных волокон по периметру поперечного сечения в закритической стадии становятся крайне неодинаковыми. В волокнах, удалённых от рёбер, деформации сжатия при увеличении нагрузки уменьшаются, а при нагрузках, близких к предельным, из-за резкого искривления этих волокон вследствие начальных погибей и всё возрастающих стрелок продольных полуволн, образовавшихся после местной потери устойчивости, появляются и интенсивно растут деформации растяжения.

Участки поперечного сечения с искривлёнными продольными волокнами сбрасывают напряжения, как бы выключаются из работы стержня, ослабляя эффективное сечение и уменьшая его жёсткость. Итак, несущая способность тонкостенного профиля не ограничивается местной потерей устойчивости. Полная нагрузка, воспринимаемая более жёсткими (менее искривлёнными) участками поперечного сечения, может значительно превосходить величину Р кр (м) .

Получим эффективное, редуцированное сечение, исключив неработающие участки профиля. Для этого используем выражение для функции напряжений Ф k (х,у), описывающей напряжённое состояние k-ой пластинки типа II (см. ).

Перейдём к закритическим напряжениям σ kх (в направлении действия внешней сжимающей силы), определяемым в наиболее неблагоприятном сечении стержня (х=0). Запишем их в общем виде:

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

где постоянные интегрирования А km (m=1,2,…,6) и стрелки составляющих приобретённых прогибов f kj (j=1,2) определяются из решения системы разрешающих уравнений . Эта система уравнений включает в себя нелинейные вариационные уравнения и граничные условия, описывающие совместную работу неидеальных пластинок профиля. Стрелки f koj (j=1,2,…,5) составляющих начального прогиба k-й пластинки определяются для каждого типа профиля экспериментально;
ℓ – длина образующейся при местной потере устойчивости полуволны ;
s – ширина пластинки;

β c,d =cs 2 + dℓ 2 ;

β c,d,j = cs 4 + dℓ 2 s 2 + gℓ 4 ;

c, d, j – целые положительные числа.

Приведённую или эффективную ширину редуцированного сечения пластинки-полки (типа II) обозначим через s п. Для её определения выпишем условия перехода от действительного поперечного сечения стержня к редуцированному:

1. Напряжения в продольных волокнах у начальной грани пластинки (при у=0), примыкающей к ребру (см.рисунок), остаются такими же, как и полученные по нелинейной теории (1):

где F 2 kr =f 2 kr +2f k0r f kr .

Для определения напряжения σ k2 =σ k max необходимо подставить в (1) ординату наиболее загруженного продольного волокна, которая находится из условия: ∂σ kx /∂y=0.

2. Сумма внутренних усилий в пластинке при переходе к редуцированному сечению в направлении действия сжимающей силы не меняется:

3. Момент внутренних усилий относительно оси, проходящей через начальную грань (у=0) перпендикулярно плоскости пластинки, остаётся прежним:

Из рисунка очевидно, что

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

Запишем систему уравнений для определения приведённой ширины пластинки s п. Для этого подставим (1) и (5) в (3) и (4):

где α=πs/ℓ ; F kr,ξ =f kr f koξ +f kr f kξ +f kor f kξ ;
r, ξ – целые положительные числа.

Полученная система уравнений (6) и (7) даёт возможность определить приведённую ширину s п каждой из пластинок-полок, составляющих сжатый претерпевший местную потерю устойчивости тонкостенный стержень. Таким образом, действительное поперечное сечение профиля заменили на редуцированное.

Предлагаемая методика представляется полезной как в теоретическом, так и в практическом плане при расчётах на несущую способность сжатых предварительно искривлённых тонкостенных стержней, в которых по эксплуатационным требованиям допустимо местное волнообразование.

Библиографический список

1. Ильяшенко А.В., Ефимов И.Б. Напряжённо-деформированное состояние после местной потери устойчивости сжатых тонкостенных стержней с учётом начальной погиби // Строительные конструкции и материалы. Защита от коррозии. – Уфа: Тр.ин-та НИИпромстрой, 1981. – С.110-119.
2. Ильяшенко А.В. К расчёту тонкостенных тавровых, уголковых и крестообразных профилей с начальной погибью // Свайные фундаменты. – Уфа: Сб. науч. тр. Ниипромстроя, 1983. – С. 110-122.
3. Ильяшенко А.В., Ефимов И.Б. Экспериментальное исследование тонкостенных стежней с искривлёнными пластинчатыми элементами // Организация и производство строительных работ. – М.: Центр.Бюро н.-т. информации Минпромстроя, 1983.

480 руб. | 150 грн. | 7,5 долл. ", MOUSEOFF, FGCOLOR, "#FFFFCC",BGCOLOR, "#393939");" onMouseOut="return nd();"> Диссертация - 480 руб., доставка 10 минут , круглосуточно, без выходных и праздников

Холкин Евгений Геннадьевич. Исследование местной устойчивости тонкостенных трапециевидных профилей при продольно-поперечном изгибе: диссертация... кандидата технических наук: 01.02.06 / Холкин Евгений Геннадьевич; [Место защиты: Ом. гос. техн. ун-т].- Омск, 2010.- 118 с.: ил. РГБ ОД, 61 10-5/3206

Введение

1. Обзор исследований устойчивости сжатых пластинчатых элементов конструкций 11

1.1. Основные определения и методы исследования устойчивости механических систем 12

1.1.1, Алгоритм исследования устойчивости механических систем статическим методом 16

1.1.2. Статический подход. Методы: Эйлера, неидеальностей, энергетический 17

1.2. Математическая модель и основные результаты аналитических исследований устойчивости по Эйлеру. Коэффициент устойчивости 20

1.3. Методы исследования устойчивости пластинчатых элементов и конструкций из них 27

1.4. Инженерные методы расчета пластин и составных пластинчатых элементов. Понятие о методе редуцирования 31

1.5. Численные исследования устойчивости по Эйлеру методом конечных элементов: возможности, достоинства и недостатки 37

1.6. Обзор экспериментальных исследований устойчивости пластин и составных пластинчатых элементов 40

1.7. Выводы и задачи теоретических исследований устойчивости тонкостенных трапециевидных профилей 44

2. Разработка матеметических моделей и алгоритмов расчета устойчивости тонкостенных пластинчатых элементов трапециевидных профилей :47

2.1. Продольно-поперечный изгиб тонкостенных пластинчатых элементов трапециевидных профилей 47

2.1.1. Постановка задачи, основные допущения 48

2.1.2. Математическая модель в обыкновенных дифференциальных уравнениях. Граничные условия, метод неидеальностей 50

2.1.3. Алгоритм численного интегрирования, определения критических на

пряжений и его реализация в MS Excel 52

2.1.4. Результаты расчетов и их сравнение с известными решениями 57

2.2. Расчет критических напряжений для отдельного пластинчатого элемента

в составе профиля ^..59

2.2.1. Модель, учитывающая упругое сопряжение пластинчатых элементов профиля. Основные допущения и задачи численного исследования 61

2.2.2. Численное исследование жесткости сопряжений и аппроксимация результатов 63

2.2.3. Численное исследование длины полуволны потери устойчивости при первой критической нагрузке и аппроксимация результатов 64

2.2.4. Вычисление коэффициента к{/Зх,/32). Аппроксимация результатов расчета (A,/?2) 66

2.3. Оценка адекватности расчетов сопоставлением с численными решениями методом конечных элементов и известными аналитическим решениями 70

2.4. Выводы и задачи экспериментального исследования 80

3. Экспериментальные исследования на местную устойчивость тонкостенных трапециевидных профилей 82

3.1. Описание опытных образцов и экспериментальной установки 82

3.2. Испытания образцов 85

3.2.1. Методика и содержание испытаний Г..85

3.2.2. Результаты испытаний образцов на сжатие 92

3.3. Выводы 96

4. Учет местной устойчивости в расчетах несущих конструкций из тонкостенных трапециевидных профилей при плоском продольно - поперечном изгибе 97

4.1. Вычисление критических напряжений местной потери устойчивости пластинчатых элементов и предельной толщины тонкостенного трапециевидного профиля 98

4.2. Область допустимых нагрузок без учета местной потери стойчивости 99

4.3. Коэффициент редуцирования 101

4.4. Учет местной потери устойчивости и редуцирования 101

Выводы 105

Библиографический список

Введение к работе

Актуальность работы.

Создание легких, прочных и надежных конструкций является актуальной задачей. Одно из основных требований в машиностроении и строительстве -снижение металлоёмкости. Это приводит к тому, что элементы конструкций должны рассчитываться по более точным определяющим соотношениям, учитывающим опасность как общей, так и местной потери устойчивости.

Один из путей решения задачи минимизации веса - применение высокотехнологичных тонкостенных трапециевидных прокатных профилей (ТТП). Профили изготавливаются путем прокатки тонколистовой стали толщиной 0,4... 1,5 мм в стационарных условиях или непосредственно на монтажной площадке как плоские или арочные элементы. Конструкции с применением несущих арочных покрытий из тонкостенного трапециевидного профиля отличаются легкостью, эстетичным видом, простотой монтажа и рядом других преимуществ по сравнению с традиционными видами покрытий.

Основной вид нагружения профиля - продольно-поперечный изгиб. Тон-

jfflF dMF" кие пластинчатые элементы

профиля, испытывающие
сжатие в срединной плос
кости, могут терять мест
ную устойчивость. Местная
потеря устойчивости

Рис. 1. Пример местной потери устойчивости

Ям,

^J

Рис. 2. Схема редуцированного сечения профиля

(МПУ) наблюдается на ограниченных участках по длине профиля (рис. 1) при значительно меньших нагрузках, чем общая потеря устойчивости и напряжениях, соизмеримых с допускаемыми. При МПУ отдельный сжатый пластинчатый элемент профиля полностью или частично перестает воспринимать нагрузку, которая перераспределяется между остальными пластинчатыми элементами сечения профиля. При этом в сечении, где произошла МПУ, напряжения не обязательно превышают допустимые. Это явление называется редуцированием. Редуцирование

заключается в уменьшении, по сравнению с реальной, площади поперечного сечения профиля при сведении к идеализированной расчетной схеме (рис.2). В этой связи разработка и внедрение инженерных методов учета местной потери устойчивости пластинчатых элементов тонкостенного трапециевидного профиля является актуальной задачей.

Вопросами устойчивости пластин занимались видные ученые: Б.М. Бро-уде, Ф. Блейх, Я. Брудка, И.Г. Бубнов, В.З. Власов, А.С. Вольмир, А.А. Ильюшин, Майлс, Мелан, Я.Г. Пановко, СП. Тимошенко, Саутвелл, Э. Стоуэл, Уиндерберг, Хвалла и другие. Инженерные подходы к анализу критических напряжений при местной потере устойчивости разработаны в трудах Э.Л. Айрумяна, Бургграфа, А.Л. Васильева, Б.Я. Володарского, М.К. Глоумана, Калдвелла, В.И. Климанова, В.Г. Крохалева, Д.В. Марцинкевича, Е.А. Пав-линовой, А.К. Перцева, Ф.Ф. Тамплона, С.А. Тимашева.

В указанных инженерных методиках расчета для профилей с сечением сложной формы опасность МПУ практически не учитывается. На стадии эскизного проектирования конструкций из тонкостенных профилей важно иметь простой аппарат для оценки несущей способности конкретного типоразмера. В связи с этим существует потребность в разработке инженерных методов расчета, позволяющих в процессе проектирования конструкций из тонкостенных профилей оперативно оценивать их несущую способность. Проверочный расчет несущей способности конструкции из тонкостенного профиля может быть произведен при помощи уточненных методов с применением существующих программных продуктов и при необходимости скорректирован. Такая двухступенчатая система расчета несущей способности конструкций из тонкостенных профилей наиболее рациональна. Поэтому разработка и внедрение инженерных методов расчета несущей способности конструкций из тонкостенных профилей с учетом местной потери устойчивости пластинчатых элементов является актуальной задачей.

Цель диссертационной работы: исследование местной потери устойчивости в пластинчатых элементах тонкостенных трапециевидных профилей при их продольно-поперечном изгибе и разработка инженерной методики расчета несущей способности с учетом местной устойчивости.

Для достижения цели поставлены следующие задачи исследования.

Распространение аналитических решений устойчивости сжатых прямоугольных пластин на систему сопряженных пластин в составе профиля.

Численное исследование математической модели местной устойчивости профиля и получение адекватных аналитических выражений для минимального критического напряжения МПУ пластинчатого элемента.

Экспериментальная оценка степени редуцирования в сечении тонкостенного профиля при местной потере устойчивости.

Разработка инженерной методики проверочного и проектного расчета тонкостенного профиля с учетом местной потери устойчивости.

Научная новизна работы заключается в разработке адекватной математической модели местной потери устойчивости для отдельного пластинчатого

элемента в составе профиля и получение аналитических зависимостей для расчета критических напряжений.

Обоснованность и достоверность полученных результатов обеспечивается базированием на фундаментальных аналитических решениях задачи устойчивости прямоугольных пластин, корректным применением математического аппарата, достаточным для практических расчетов совпадением с результатами расчетов МКЭ и экспериментальными исследованиями.

Практическая значимость заключается в разработке инженерной методики расчетов несущей способности профилей с учетом местной потери устойчивости. Результаты работы внедрены в ООО «Монтажпроект» в виде системы таблиц и графических представлений областей допустимых нагрузок для всего сортамента производимых профилей, учитывающих местную потерю устойчивости, и используются для предварительного выбора типа и толщины материала профиля для конкретных конструктивных решений и видов нагружения.

Основные положения, выносимые на защиту.

Математическая модель плоского изгиба и сжатия тонкостенного профиля как системы сопряженных пластинчатых элементов и методика определения на ее основе критических напряжений МПУ в смысле Эйлера.

Аналитические зависимости для вычисления критических напряжений местной потери устойчивости для каждого пластинчатого элемента профиля при плоском продольно-поперечном изгибе.

Инженерная методика проверочного и проектного расчета тонкостенного трапециевидного профиля с учетом местной потери устойчивости. Апробация работы и публикации.

Основные положения диссертации доложены и обсуждены на научно-технических конференциях различного уровня: Международный конгресс «Машины, технологии и процессы в строительстве» посвященный 45-летию факультета «Транспортные и технологические машины» (Омск, СибАДИ, 6-7 декабря 2007г.); Всероссийская научно - техническая конференция, «РОССИЯ МОЛОДАЯ: передовые технологии - в промышленность» (Омск, Ом-ГТУ, 12-13 ноября 2008г.).

Структура и объем работы. Диссертация изложена на 118 страницах текста, состоит из введения, 4 глав и одного приложения, содержит 48 рисунков, 5 таблиц. Список литературы включает 124 наименования.

Математическая модель и основные результаты аналитических исследований устойчивости по Эйлеру. Коэффициент устойчивости

Любой инженерный проект опирается на решение дифференциальных уравнений математической модели движения и равновесия механической системы. Составление проекта конструкции, механизма, машины сопровождается некоторыми допусками на изготовление, в дальнейшем - неидеально-стями. Неидеальности могут возникать и при эксплуатации в виде вмятин, зазоров вследствие износа и других факторов. Все варианты внешних воз--действий невозможно предусмотреть. Конструкция вынуждена работать под воздействием случайных возмущающих сил, которые не учтены в дифференциальных уравнениях.

Не учтенные в математической модели факторы - неидеальности, случайные силы или возмущения могут вносить серьезные коррективы в полученные результаты.

Различаются невозмущенное состояние системы - расчетное состояние при нулевых возмущениях, и возмущенное - образовавшееся вследствие возмущений.

В одном случае вследствие возмущения не происходит существенного изменения равновесного положения конструкции или ее движение мало от личается от расчетного. Такое состояние механической системы называют устойчивым. В других случаях равновесное положение или характер движения существенно отличается от расчетного, такое состояние называется неустойчивым.

Теория устойчивости движения и равновесия механических систем занимается установлением признаков, позволяющих судить, будет ли рассматриваемое движение или равновесие устойчивым или неустойчивым.

Типичным признаком перехода системы из устойчивого состояния в неустойчивое является достижение некоторым параметром значения, называемого критическим - критическая сила, критическая скорость и т.д.

Появление неидеальностей или воздействия неучтенных сил неизбежно приводят к движению системы. Поэтому в общем случае следует исследовать устойчивость движения механической системы при возмущениях. Такой подход к исследованию устойчивости называется динамическим, а соответствующие методы исследования - динамическими.

В практике часто бывает достаточно ограничиться статическим подходом, т.е. статическими методами исследования устойчивости. В этом случае исследуется конечный результат возмущения - новое установившееся положение равновесия механической системы и степень его отклонения от расчетного, невозмущенного положения равновесия.

Статическая постановка задачи предполагает не рассматривать силы инерции и параметр времени. Такая постановка задачи часто позволяет перевести модель из уравнений математической физики в обыкновенные дифференциальные уравнения. Это существенно упрощает математическую модель и облегчает аналитическое исследование устойчивости.

Положительный результат анализа устойчивости равновесия статическим методом не всегда гарантирует динамическую устойчивость. Однако для консервативных систем статический подход при определении критиче ских нагрузок и новых состояний равновесия приводит точно к таким же результатам, что и динамический .

В консервативной системе работа внутренних и внешних сил системы, совершаемая при переходе из одного состояния в другое, определяется только этими состояниями и не зависит от траектории движения.

Понятие «система» объединяет деформируемую конструкцию и нагрузки, поведение которых должно быть задано. Отсюда следуют два необходимых и достаточных условия консервативности системы: 1) упругость деформируемой конструкции, т.е. обратимость деформаций; 2) консервативность нагрузки, т.е. независимость совершаемой ей работы от траектории. В некоторых случаях статический метод дает удовлетворительные результаты и для неконсервативных систем.

Для наглядности вышесказанного рассмотрим несколько примеров из теоретической механики и сопротивления материалов.

1. Шар весом Q находится в углублении опорной поверхности (рис. 1.3). При действии возмущающей силы 5Р Q sina положение равновесия шара не меняется, т.е. оно устойчиво.

При кратковременном действии силы 5Р Q sina без учета трения качения возможен переход в новое положение равновесия либо колебания вокруг исходного положения равновесия. При учете трения колебательное движение будет затухающим, то есть устойчивым. Статический подход позволяет определить только критическое значение возмущающей силы, которая равна: Ркр = Q sina. Характер же движения при превышении критического значения возмущающего воздействия и критическую длительность воздействия можно анализировать только динамическими методами.

2. Стержень длиной / сжат силой Р (рис. 1.4). Из сопротивления материалов на базе статического метода известно, что при нагружении в пределах упругости существует критическое значение сжимающей силы.

Решение этой же задачи со следящей силой, направление которой совпадает с направлением касательной в точке приложения, статическим методом приводит к выводу об абсолютной устойчивости прямолинейной формы равновесия.

Математическая модель в обыкновенных дифференциальных уравнениях. Граничные условия, метод неидеальностей

Инженерный анализ делится на две категории: классические и численные методы. Классическими методами пытаются решать задачи распределения полей напряжений и деформаций напрямую, формируя системы дифференциальных уравнений на основании фундаментальных принципов. Точное решение, если удается получить уравнения в замкнутой форме, возможно только для простейших случаев геометрии, нагрузок и граничных условий. Довольно широкий круг классических задач может быть решен с использованием приближенных решений систем дифференциальных уравнений. Эти решения имеют форму рядов, в которых младшие члены отбрасываются после исследования сходимости. Как и точные решения, приближенные требуют регулярной геометрической формы, простых граничных условий и удобного приложения нагрузок. Соответственно, данные решения не могут быть применены к большинству практических задач . Принципиальное преимущество классических методов состоит в том, что они обеспечивают глубокое понимание исследуемой проблемы. С помощью численных методов может быть исследован более широкий круг проблем. К численным методам относятся: 1) энергетический метод; 2) метод граничных элементов; 3) метод конечных разностей; 4) метод конечных элементов.

Энергетические методы позволяют отыскивать минимум выражения для полной потенциальной энергии конструкции на всей заданной области. Этот подход хорошо работает только при решении определенных задач.

Метод граничных элементов аппроксимирует функции, удовлетворяющие решаемой системе дифференциальных уравнений, но не граничные условия. Размерность задачи понижается, поскольку элементы представляют только границы моделируемой области. Однако применение этого метода требует знания фундаментального решения системы уравнений, которое бывает трудно получить.

Метод конечных разностей преобразует систему дифференциальных уравнений и граничные условия в соответствующую систему алгебраических -уравнений. Этот метод позволяет решать задачи анализа конструкций со сложной геометрией, граничными условиями и комбинированными нагрузками. Однако метод конечных разностей часто оказывается слишком медленным из-за того, что требование регулярной сетки на всей исследуемой области приводит к системам уравнений очень высоких порядков.

Метод конечных элементов может распространяться практически на неограниченный класс задач благодаря тому, что он позволяет использовать элементы простых и различных форм для получения разбиений . Размеры конечных элементов, которые могут быть скомбинированы для получения приближения к любым нерегулярным границам, в разбиении иногда различаются в десятки раз. Допускается приложение нагрузки произвольного вида к элементам модели, а также и наложение закрепления любого типа на них. Основной проблемой становится увеличение издержек для получения результата. За общность решения приходится платить потерей интуиции, поскольку конечно-элементное решение - это, по сути, множество чисел, которые применимы только к конкретной задаче, поставленной с помощью конечно-элементной модели. Изменение любого существенного аспекта в модели обычно требует полного повторного решения задачи. Однако, это несущественная цена, поскольку метод конечных элементов часто является единственно возможным способом ее решения. Метод применим ко всем классам проблем распределения полей, которые включают в себя анализ конструкций, перенос тепла, течение жидкости и электромагнетизм. К недостаткам численных методов можно отнести: 1) высокая стоимость программ конечноэлементного анализа; 2) долгое обучение работе с программой и возможность полноценной работы только высококвалифицированного персонала; 3) довольно часто невозможно проверить путем физического эксперимента правильность результата решения, полученного методом конечных элементов, в том числе, в нелинейных задачах. т Обзор экспериментальных исследований устойчивости пластин и составных пластинчатых элементов

Применяемые в настоящее время для строительных конструкций профили изготавливают из металлических листов толщиной от 0,5 до 5 мм и поэтому считаются тонкостенными. Их грани могут быть как плоскими, так и криволинейными.

Главная особенность работы тонкостенных профилей заключается в том, что грани с высоким значением отношения ширины к толщине испытывают при нагружении большие деформации выпучивания. Особенно интенсивный рост прогибов наблюдается тогда, когда величина действующих в грани напряжений приближается к критическому значению. Происходит потеря местной устойчивости, прогибы становятся сравнимы с толщиной грани. В результате этого поперечное сечение профиля сильно искажается.

В литературе об устойчивости пластинок особое место занимают работы русского ученого СП. Тимошенко . Ему принадлежит заслуга в разработке энергетического метода решения задач упругой устойчивости. Используя этот метод, СП. Тимошенко дал теоретическое решение задач устойчивости пластинок нагруженных в срединной плоскости при разных граничных условиях. Теоретические решения были проверены серией испытаний свободно опертых пластинок при равномерном сжатии. Испытания подтвердили теорию.

Оценка адекватности расчетов сопоставлением с численными решениями методом конечных элементов и известными аналитическим решениями

Для проверки достоверности полученных результатов были проведены численные исследования методом конечных элементов (МКЭ). В последнее время численные исследования МКЭ находят всё более широкое применение в силу объективных причин, таких как, отсутствие тестовых задач, невозможность соблюдения всех условий при испытаниях на образцах. Численные методы позволяют проводить исследования при «идеальных» условиях, имеют минимальную погрешность, что практически не реализуемо при реальных испытаниях. Численные исследования проводились в программе ANSYS.

Численные исследования проводились с образцами: прямоугольная пластина; П-образный и трапециевидный элемент профиля, имеющий продольный зиг и без зига; лист профиля (рис.2.11). Рассматривались образцы толщиной 0,7; 0,8; 0,9 и 1мм.

К образцам (рис.2.11) по торцам прикладывалась равномерная сжимающая нагрузка сгсж с последующим увеличением на шаг Дет. Нагрузке, соответствующей местной потере устойчивости плоской формы, соответствовала величина критического сжимающего напряжения сгкр. Затем по формуле (2.24) вычислялся коэффициент устойчивости &(/?і,/?г) и сравнивался со значением из таблицы 2.

Рассмотрим прямоугольную пластинку длиной а=100 мм и шириной 6=50 мм, сжатую по торцам равномерной сжимающей нагрузкой. В первом случае пластинка имеет шарнирное закрепление по контуру, во втором - жесткую заделку по боковым граням и шарнирное закрепление по торцам (рис.2.12).

В программе ANSYS к торцевым граням прикладывалась равномерная сжимающая нагрузка, определялась критическая нагрузка, напряжение и коэффициент устойчивости &(/?],/?2) пластинки. При шарнирном закреплении по контуру пластинка теряла устойчивость по второй форме (наблюдалось две выпучины) (рис. 2.13). Затем сравнивались коэффициенты устойчивости к,/32) пластинки, найденные численным и аналитическим путем. Результаты расчетов представлены в таблице 3.

Из таблицы 3 видно, что разница результатов аналитического и численного решения составила менее 1%. Отсюда сделали вывод, что предложенный алгоритм исследования на устойчивость можно применять при расчете критических нагрузок для более сложных конструкций.

Для распространения предлагаемой методики расчета местной устойчивости тонкостенных профилей на общий случай нагружения в программе ANSYS проведены численные исследования для выяснения, как влияет характер сжимающей нагрузки на коэффициент к{у). Результаты исследований представлены графиком (рис. 2.14).

Следующим этапом проверки предлагаемой методики расчета стало исследование отдельного элемента профиля (рис.2.11, б, в). Он имеет шарнирное закрепление по контуру и сжат по торцам равномерной сжимающей нагрузкой УСЖ (рис. 2.15). Образец исследовали на устойчивость в программе ANSYS и по предлагаемой методике. После этого сравнивали полученные результаты.

При создании модели в программе ANSYS для равномерности распределения сжимающей нагрузки по торцу, тонкостенный профиль помещали между двумя толстыми пластинами и к ним прикладывали сжимающую нагрузку.

Результат исследования в программе ANSYS элемента П-образного профиля изображен на рисунке 2.16, на котором видно что, в первую очередь потеря местной устойчивости наступает у самой широкой пластинки.

Область допустимых нагрузок без учета местной потери стойчивости

Для несущих конструкций из высокотехнологичных тонкостенных трапециевидных профилей расчет ведется по методам допускаемых напряжений. Предлагается инженерная методика учета местной потери устойчивости при расчетах несущей способности конструкций из тонкостенного трапециевидного профиля. Методика реализована в MS Excel, доступна для широкого применения и может служить основой для соответствующих дополнений в нормативные документы в части расчета тонкостенных профилей. Она строится на базе исследований и полученных аналитических зависимостей для расчета критических напряжений местной потери устойчивости пластинчатых элементов тонкостенного трапециевидного профиля. Задача разделяется на три составляющие: 1) определение минимальной толщины профиля (предельной t \ при которой нет необходимости учитывать местную потерю устойчивости в данном типе расчета; 2) определение области допустимых нагрузок тонкостенного трапециевидного профиля, внутри которой обеспечивается несущая способность без местной потери устойчивости; 3) определение области допустимых значений NuM, внутри которой обеспечивается несущая способность при местной потере устойчивости одного или нескольких пластинчатых элементов тонкостенного трапециевидного профиля (с учетом редуцирования сечения профиля).

При этом считается, что методами сопротивления материалов или строительной механики получена зависимость изгибающего момента от продольной силы M=f(N) для рассчитываемой конструкции (рис.2.1). Известны допускаемые напряжения [ т] и предел текучести материала сгт, а также ос таточные напряжения сгості в пластинчатых элементах. В расчетах после местной потери устойчивости применен метод «редуцирования». При потере устойчивости исключается 96% ширины соответствующего пластинчатого элемента.

Вычисление критических напряжений местной потери устойчивости пластинчатых элементов и предельной толщины тонкостенного трапециевидного профиля Тонкостенный трапециевидный профиль разбивается на совокупность пластинчатых элементов как показано на рис.4.1. При этом , угол взаимного расположения соседних элементов не влияет на величину критического напряжения местной

Профиль Н60-845 CURVED потери устойчивости. Допускается замена криволинейных гофров прямолинейными элементами. Критические сжимающие напряжения местной потери устойчивости в смысле Эйлера для отдельного /-го пластинчатого элемента тонкостенного трапециевидного профиля шириной bt при толщине t, модуле упругости материала Е и коэффициенте Пуассона ju в упругой стадии нагружения определяются по формуле

Коэффициенты к{рх,Р2) и k(v) учитывают соответственно влияние жесткости прилегающих пластинчатых элементов и характер распределения сжимающих напряжений по ширине пластинчатого элемента. Значение коэффициентов: к{рх,Р2) определяется по таблице 2, либо вычисляется по формуле

Нормальные напряжения в пластинчатом элементе определяются в центральных осях известной формулой сопротивления материалов. Область допустимых нагрузок без учета местной потери устойчивости (рис. 4.2) определяется выражением и представляет собой четырехугольник, где J - момент инерции сечения периода профиля при изгибе, F- площадь сечения периода профиля, утах и Утіп - координаты крайних точек сечения профиля (рис. 4.1).

Здесь площадь сечения профиля F и момент инерции сечения J вычисляются для периодического элемента длиной L, а продольная сила iV и изгибающий момент Мъ профиле относятся к L.

Несущая способность обеспечивается при попадании кривой фактических нагрузок M=f(N) в область значений допустимых нагрузок за вычетом области местной потери устойчивости (рис.4.3). Рис 4.2. Область допустимых нагрузок без учета местной потери устойчивости

Потеря местной устойчивости одной из полок приводит к ее частичному исключению из восприятия рабочих нагрузок - редуцированию. Степень редуцирования учитывается коэффициентом редуцирования

Несущая способность обеспечивается при попадании кривой фактических нагрузок в область значений допустимых нагрузок за вычетом области нагрузок местной потери устойчивости. При меньших толщинах линия местной потери устойчивости уменьшает область допустимых нагрузок. Местная потеря устойчивости не возможна в случае, если кривая фактических нагрузок размещается в уменьшенной области. При выходе кривой фактических нагрузок за линию минимального значения критического напряжения местной потери устойчивости необходимо перестроить область допустимых нагрузок с учетом редуцирования профиля, которая определяется выражением

Прокатку труб с целью уменьшения их диаметра (редуцирование ) весьма широко применяют почти во всех цехах по производству горячекатаных труб, а также при изготовлении труб сваркой. Это объясняется тем, что получение труб малых размеров обычно связано с ощутимыми потерями производительности трубопрокатных или трубосварочных агрегатов и, следовательно, с удорожанием продукции. Кроме того, в некоторых случаях, например, прокатка труб диам. менее 60-70 мм или труб с весьма большой толщиной стенки и небольшим внутренним отверстием затруднена, так как требует применения оправок слишком малого диаметра.

Редуцирование осуществляется после дополнительного нагрева (или подогрева) труб до 850-1100 °С прокаткой их на многоклетевых непрерывных станах (с числом клетей до 24) без применения внутреннего инструмента (оправки). В зависимости от принятой системы работы этот процесс может протекать с увеличением толщины стенки или с ее уменьшением. В первом случае прокатку ведут без натяжения (или с очень незначительным натяжением); а во втором - с большим натяжением. Второй случай, как более прогрессивный, получил распространение в последнее десятилетие, так как позволяет осуществлять значительно большую редукцию, а уменьшение толщины стенки при этом расширяет сортамент прокатываемых труб более экономичными - тонкостенными трубами.

Возможность утонения стенки при редуцировании позволяет получать на основном трубопрокатном агрегате трубы с несколько большей толщиной стенки (иногда на 20-30%). Это заметно повышает производительность агрегата.

Вместе с тем во многих случаях сохранил свое значение и более старый принцип работы - свободное редуцирование без натяжения. В основном это относится к случаям редуцирования сравнительно толстостенных труб, когда даже при больших натяжениях заметно уменьшить толщину стенки становится затруднительным. Следует отметить, что во многих трубопрокатных цехах установлены редукционные станы, которые рассчитаны на свободную прокатку. Эти станы еще длительное время будут эксплуатироваться и, следовательно, редуцирование без натяжения будет широко применяться.

Рассмотрим, как изменяется толщина стенки трубы при свободном редуцировании, когда отсутствуют осевые усилия натяжения или подпора, а схема напряженного состояния характеризуется сжимающими напряжениями. В. JI. Колмогоров и А. 3. Глейберг, исходя из того, что действительное изменение стенки отвечает минимальной работе деформации, и используя принцип возможных перемещений, дали теоретическое определение изменения толщины стенки при редуцировании. При этом было сделано допущение, что неравномерность* деформации существенно не влияет на изменение толщины стенки, а силы внешнего трения не учиты вали, так как они значительно меньше внутренних сопротивлений. На 89 показаны кривые изменения толщины стенки от начальной SQ до заданной S для малоупрочняющихся сталей в зависимости от степени редуцирования от исходного диаметра DT0 ДО конечного DT (отношение DT/DTO) и геометрического фактора- тонкостейности труб (отношение S0/DT0).

При малых степенях редуцирования сопротивление продольному истечению оказывается больше сопротивления истечению внутрь, что вызывает утолщение стенки. С ростом величины деформации интенсивность утолщения стенки возрастает. Однако вместе с тем возрастает и сопротивление истечению внутрь трубы. При определенной величине редуцирования утолщение стенки достигает своего максимума и последующее увеличение степени редуцирования приводит к более интенсивному росту сопротивления истечению внутрь и в результате утолщение начинает уменьшаться.

Между тем обычно известна только толщина стенки готовой проредуци- рованной трубы и при использовании этих кривых приходится задаваться искомым значением, т. е. пользоваться методом последовательного приближения.

Характер изменения толщины стенки резко изменяется, если процесс осуществлять с натяжением. Как уже указывалось, наличие и величина осевых напряжений характеризуются скоростными условиями деформации на непрерывном стане, показателем которых является коэффициент кинематического натяжения.

При редуцировании с натяжением условия деформации концов труб отличаются от условий деформации середины трубы, когда процесс прокатки уже стабилизировался. В процессе заполнения стана или при выходе трубы из стана концы трубы воспринимают лишь часть натяжения, а прокатка, например в первой клети до момента захода трубы во вторую клеть, вообще проходит без натяжения. В результате концы труб всегда утолщаются, что является недостатком процесса редуцирования с натяжением.

Величина обрези может быть несколько меньше длины утолщенного конца из-за использования плюсового допуска на толщину стенки. Наличие утолщенных концов в значительной мере влияет на экономичность процесса редуцирования, так как эти концы подлежат обрезке и являются невозвратимыми издержками производства. В связи с этим процесс прокатки с натяжением применяют только в случае получения после редуцирования труб длиной более 40-50 м, когда относительные потери в обрезь снижаются до уровня, характерного для любого другого способа прокатки.

Приведенные методы расчета изменения толщины стеьжи позволяют в конечном итоге определять коэффициент вытяжки как для случая свободного редуцирования, так и для случая прокатки с натяжением.

При обжатии, равном 8-10%, и при коэффициенте пластического натяжения 0,7-0,75 величина пробуксовки характеризуется коэффициентом ix = 0,83-0,88.

Из рассмотрения формул (166 и 167) нетрудно заметить, как точно должны соблюдаться скоростные параметры в каждой клети, чтобы прокатка протекала по расчетному режиму.

Групповой привод валков в редукционных станах старой конструкции имеет постоянное соотношение числа оборотов валков во всех клетях, которые только в частном случае для труб одного размера могут соответствовать режиму свободной прокатки. Редуцирование труб всех других размеров будет происходить с другими вытяжками, следовательно, свободный режим прокатки не будет выдерживаться. Практически в таких станах всегда процесс протекает с небольшим натяжением. Индивидуальный привод валков каждой клети с тонкой регулировкой их скорости позволяет создавать разные режимы натяжения, в том числе и режим свободной прокатки.

Поскольку переднее и заднее натяжения создают моменты, направленные в разные стороны, то общий момент вращения валков в каждой клети может возрастать или уменьшаться в зависимости от соотношения усилий переднего и заднего натяжения.

В этом отношении условия, в которых находятся начальные и последние 2-3 клети, неодинаковы. Если момент прокатки в первых клетях по мере прохождения трубы в последующих клетях уменьшается за счет натяжения, то момент прокатки в последних клетях, наоборот, должен быть выше, так как эти клети испытывают в основном заднее натяжение. И лишь в средних клетях в связи с близкими значениями переднего и заднего натяжения момент прокатки при установившемся режиме мало отличается от расчетного. При прочностном расчете узлов привода стана, работающего с натяжением, необходимо иметь в виду, что момент прокатки кратковременно, но весьма резко возрастает в период захвата трубы валками, что объясняется большой разницей в скоростях трубы и валков. Возникающая при этом пиковая нагрузка, превышающая установившуюся иногда в несколько раз (особенно при редуцировании с большим натяжением), может послужить причиной поломок механизма привода. Поэтому при расчетах эту пиковую нагрузку учитывают введением соответствующего коэффициента, принимаемого равным 2-3.

ДИПЛОМНАЯ РАБОТА НА ТЕМУ:

Производство труб

1. СОРТАМЕНТ И ТРЕБОВАНИЯ НОРМАТИВНОЙ ДОКУМЕНТАЦИИ К ТРУБАМ

1.1 Сортамент труб

ОАО “КресТрубЗавод” является одним из крупнейших производителей трубной продукции в нашей стране. Его продукция успешно продается как внутри страны так и за рубежом. Выпускаемая на заводе продукция соответствует требованиям отечественных и зарубежных стандартов. Международные сертификаты качества выданы такими организациями как: американский нефтяной институт (API), немецкий сертификационный центр TUV – Рейленд.

Цех Т-3 является одним из основных цехов предприятия, выпускаемая им продукция соответствует стандартам представленным в табл. 1.1.

Таблица 1.1 - Стандарты изготовляемых труб

В цехе производятся трубы из углеродистых, легированных и высоко легированных марок сталей диаметром D=28-89мм и толщиной стенки S=2,5-13мм.

В основном цех специализируется на выпуске насосно-компрессорных труб, труб общего назначения и труб предназначенных для последующего холодного передела.

Механические свойства выпускаемых труб должны соответствуют указанным в табл. 1.2.

1.2 Требование нормативной документации

Производство труб в цехе Т-3 КресТрубЗавод ведется по различным нормативным документам таким как ГОСТ, API, DIN, NFA, ASTM и другим. Рассмотрим требования предъявляемые DIN 1629.

1.2.1Сортамент

Данный стандарт распространяется на бесшовные круглые трубы из нелегированных сталей. Химический состав сталей используемых для производства труб приведен в табл.1.3.

Таблица 1.2 - Механические свойства труб

Таблица 1.3 - Химический состав сталей

Трубы изготовленные по данному стандарту применяются прежде всего в различных аппаратах при изготовлении резервуаров и прокладке трубопроводов, а также в общем машиностроении и приборостроении.

Размеры и предельные отклонения труб приведены в табл.1.4., табл.1.5., табл.1.6.

Длина трубы определяется расстоянием между ее торцами. Виды длины труб приведены в табл.1.4.

Таблица 1.4 - Виды длины и допустимые отклонения длины

Таблица 1.5 - Допустимые отклонения диаметра

Таблица 1.6 - Допустимые отклонения толщины стенки

Трубы должны быть как можно более круглыми. Отклонение от округлости должно лежать в пределах допустимых отклонений для наружного диаметра.

Трубы должны быть прямыми на глаз, в случае необходимости могут быть установлены специальные требования к прямизне.

Трубы должны быть обрезаны перпендикулярно к оси трубы и не должны иметь заусенцев.

Значения для линейных масс (веса) приведены в стандарте DIN 2448. Допускаются следующие отклонения от этих значений:

для отдельной трубы + 12%– 8%,

для поставки весом не менее 10т +10%–5%.

В стандартном обозначении для труб соответствующих DIN 1629 указывается:

Наменование (труба);

Основной номер размерного стандарта DIN (DIN 2448);

Основные размеры трубы (наружный диаметр ×толщина стенки);

Основной номер технических условий поставки (DIN 1629);

Сокращенное наименование марки стали.

Пример условного обозначения трубы по DIN 1629 с наружным диаметром 33,7 мм и толщиной стенки 3,2 мм из стали St 37.0:

Труба DIN 2448–33,7×3,2

DIN 1629–St 37.0.

1.2.2 Технические требования

Трубы должны изготовляться всоответствии с требованиями стандарта и по технологическим регламентам, утвержденным в установленном порядке.

На наружной и внутренней поверхности труб и муфт не должно быть плен, раковин, закатов, расслоений, трещин и песочин.

Допускается вырубка и зачистка указанных дефектов при условии, что их глубина не превышает предельного минусового отклонения по толщине стенки. Заварка, зачеканка или заделка дефектных мест не допускается.

В местах, где толщина стенки может быть измерена непосредственно, глубина дефектных мест может превышать указанную величину при условии сохранения минимальной толщины стенки, определяемой как разность между номинальной толщиной стенки трубы и предельным для нее минусовым отклонением.

Допускаются отдельные незначительные забоины, вмятины, риски, тонкий слой окалины и другие дефекты, обусловленные способом производства, если они не выводят толщину стенки за пределы минусовых отклонений.

Механические свойства (предел текучести, предел прочности при растяжении, относительное удлинение при разрыве) должны соответствовать значениям приведенным в табл.1.7.

Таблица 1.7 - Механические свойства

1.2.3 Правила приемки

Трубы предъявляются к приемке партиями.

Партия должна состоять из труб одного условного диаметра, одной толщины стенки и группы прочности, одного типа и одного исполнения и сопровождаться единым документом, удостоверяющим соответствие их качества требованиям стандарта и содержащим:

Наименование предприятия-изготовителя;

Условный диаметр труб и толщину стенки в миллиметрах, длину труб в метрах;

Тип труб;

Группу прочности, номер плавки, массовую долю серы и фосфора для всех входящих в партию плавок;

Номера труб (от - до для каждой плавки);

Результаты испытаний;

Обозначение стандарта.

Проверке внешнего вида, величины дефектов и геометрических размеров и параметров должна быть подвергнута каждая труба партии.

Массовая доля серы и фосфора должна проверяться с каждой плавки. Для труб, изготовляемых из металла другого предприятия, массовая доля серы и фосфора должна удостоверяться документом о качестве предприятия изготовителя металла.

Для проверки механических свойств металла отбирают по одной трубе каждого размера от каждой плавки.

Для проверки на сплющивание отбирают по одной трубе от каждой плавки.

Испытанию на герметичность внутренним гидравлическим давлением должна быть подвергнута каждая труба.

При получении неудовлетворительных результатов испытаний хотя бы по одному из показателей по нему проводят повторные испытания на удвоенной выборке от той же партии. Результаты повторных испытаний распространяются на всю партию.

1.2.4 Методы испытаний

Осмотр наружной и внутренней поверхности труб и муфт производится визуально.

Глубина залегания дефектов должна проверяться надпиловкой или другим способом в одном-трех местах.

Проверка геометрических размеров и параметров труб и муфт должна осуществляться с помощью универсальных измерительных средств или специальных приборов, обеспечивающих необходимую точность измерения, в соответствии с технической документацией, утвержденной в установленном порядке.

Изогнутость на концевых участках трубы определяется, исходя из величины стрелы прогиба, и вычисляется как частное от деления стрелы прогиба в миллиметрах на расстояние от места - измерения до ближайшего конца трубы в метрах.

Проверка труб по массе должна производиться на специальных средствах для взвешивания c точностью, обеспечивающей требования настоящего стандарта.

Испытание на растяжение должно проводиться по DIN 50 140 на коротких продольных образцах.

Для проверки механических свойств металла от каждой отобранной трубы вырезают по одному образцу. Образцы должны вырезаться вдоль любого конца трубы методом, не вызывающим изменения структуры и механических свойств металла. Допускается выпрямлять концы образца для захвата зажимами испытательной машины.

Продолжительность испытания гидравлическим давлением должны быть не менее 10 с. При испытании в стенке трубы не должно обнаруживаться течи.

1.2.5 Маркировка, упаковка, транспортирование и хранение

Маркировка труб должна проводиться в следующем объёме:

На каждой трубе на расстоянии 0,4-0,6 м от ее конца должна быть четко нанесена маркировка ударным способом или накаткой:

Номер трубы;

Товарный знак предприятия-изготовителя;

Месяц и год выпуска.

Место нанесения маркировки должно быть обведено или подчеркнуто устойчивой светлой краской.

Высота знаков маркировки должна быть 5-8 мм.

При механическом способе нанесения маркировки труб допускается расположение ее в один ряд. Допускается на каждой трубе маркировать номер плавки.

Рядом с маркировкой ударным способом или накаткой на каждой трубе должна быть нанесена маркировка устойчивой светлой краской:

Условный диаметр трубы в миллиметрах;

Толщина стенки в миллиметрах;

Вид исполнения;

Наименование или товарный знак предприятия-изготовителя.

Высота знаков маркировки должна быть 20-50 мм.

Все знаки маркировки должны быть нанесены вдоль образующей трубы. Допускается наносить знаки маркировки перпендикулярно образующей способом накатки.

При погрузке в одном вагоне должны быть трубы только одной партии. Трубы транспортируют в пакетах, прочно увязанных не менее чем в двух местах. Масса пакета не должна превышать 5 т, а по требованию потребителя - 3 т. Допускается отгрузка в одном вагоне пакетов труб разных партий, при условии их разделения.

2. ТЕХНОЛОГИЯ И ОБОРУДОВАНИЕ ДЛЯ ПРОИЗВОДСТВА ТРУБ

2.1 Описание основного оборудования цеха Т-3

2.1.1 Описание и краткая техническая характеристика печи с шагающим подом (ПШП)

Печь с шагающим подом цеха Т-3 предназначена для нагрева круглых заготовок диаметром 90...120 мм, длиной З...10 м из углеродистых, низколегированных и нержавеющих марок сталей перед прошивкой на ТПА-80.

Печь расположена в помещении цеха Т-3 на втором этаже в пролётах А и Б.

Проект печи выполнен Гипромезом города Свердловска в 1984 году. Ввод в эксплуатацию осуществлён в 1986 году.

Печь представляет собой жесткую металлоконструкцию, зафутерованную изнутри огнеупорным и теплоизоляционным материалами. Внутренние размеры печи: длина - 28,87 м, ширина - 10,556 м, высота - 924 и 1330 мм, эксплуатационные характеристики печи представлены в табл.2.1. Под печи выполнен в виде неподвижных и подвижных балок, с помощью которых заготовки транспортируются через печь. Балки зафутерованы теплоизоляционным и огнеупорным материалами и обрамлены специальной гарнитурой из жаропрочного литья. Верхняя часть балок выполнена из муллитокорундовой массы МК-90. Свод печи выполнен подвесным из фасонных огнеупорных материалов и изолирован теплоизоляционным материалом. Для обслуживания печи и ведения технологического процесса стены оборудованы рабочими окнами, окном загрузки и окном выгрузки металла. Все окна оборудованы заслонками. Отопление печи осуществляется природным газом, сжигаемым с помощью горелок типа ГР (горелка радиационная низкого давления), установленных на своде. Печь разделена на 5 тепловых зон по 12 горелок в каждой. Воздух для горения подаётся двумя вентиляторами ВМ-18А-4, один из которых служит резервным. Дымовые газы удаляются через дымосборник, расположенный на своде в начале печи. Далее, по системе металлических футерованных дымопроводов и боровов с помощью двух дымососов ВГДН-19 дымовые газы выбрасываются в атмосферу. На дымопроводе установлен петлевой двухходовой трубчатый 6-и секционный петлевой рекуператор (СР-250) для подогрева воздуха подаваемого на горение. Для более полной утилизации тепла отходящих газов система дымоудаления оборудована однокамерной печью для подогрева оправок (ППО).

Выдача нагретой заготовки из печи осуществляется с помощью внутреннего водоохлаждаемого рольганга, ролики которого имеют жаропрочную насадку.

Печь оборудована системой промышленного телевидения. Между пультами управления и щитом КИПиА предусмотрена громкоговорящая связь.

Печь оснащена системами автоматического регулирования теплового режима, автоматической безопасности, узлами контроля параметров работы и сигнализации отклонения параметров от нормы. Автоматическому регулированию подвергаются следующие параметры:

Температура печи в каждой зоне;

Соотношение «газ-воздух» по зонам;

Давление газа перед печью;

Давление в рабочем пространстве печи.

Кроме автоматических режимов предусмотрен дистанционный режим. Система автоматического контроля включает:

Температуру печи по зонам;

Температуру по ширине печи в каждой зоне;

Температуру уходящих из печи газов;

Температуру воздуха после рекуператора по зонам;

Температуру уходящих газов перед рекуператором;

Температуру дыма перед дымососом;

Расход природного газа на печь;

Расход воздуха на печь;

Разряжение в борове перед дымососом;

Давление газа в общем коллекторе;

Давление газа и воздуха в зонных коллекторах;

Давление в печи.

На печи предусмотрена отсечка природного газа со светозвуковой сигнализацией при падении давления газа и воздуха в зонных коллекторах.

Таблица 2.1 - Эксплуатационные параметры печи

Расход природного газа на печь (максимальный) нм 3 /час	5200
1 зона	1560
2 зона	1560
3 зона	1040
4 зона	520
5 зона	520
Давление природного газа (максимальное), кПа перед
печью	10
горелкой	4
Расход воздуха на печь (максимальный) нм 3 /час	52000
Давление воздуха (максимальное), кПа перед
печью	13,5
горелкой	8
Давление под сводом, Па	20
Температура нагрева металла, °С (максимальная)	1200...1270
Химический состав продуктов сгорания в 4-й зоне, %
СО 2	10,2
О 2	3,0
СО	0
Температура продуктов сгорания перед рекуператором, °С	560
Температура подогрева воздуха в рекуператоре, °С	До 400
Темп выдачи заготовок, сек	23,7...48
Производительность печи, тн/час	10,6... 80

Аварийная звуковая сигнализация срабатывает также при:

Повышении температуры в 4-й и 5-й зонах (t cp = 1400°C);

Повышении температуры дымовых газов перед рекуператором (t с p = 850°С);

Повышении температуры дымовых газов перед дымососом (t cp =400°C);

Падении давления охлаждающей воды (р ср = 0,5 атм).

2.1.2 Краткая техническая характеристика линии горячей резки

Линия горячей резки заготовки предназначена для задачи нагретой штанги в ножницы, резки заготовки на необходимые длины, отвод резаной заготовки от ножниц.

Краткая техническая характеристика линии горячей резки представлена в табл.2.2.

В состав оборудования линии горячей резки входят сами ножницы (конструкции СКМЗ) для резки заготовки, передвижной упор, транспортный рольганг, защитный экран для предохранения оборудования от теплового излучения из окна выгрузки ПШП. Ножницы рассчитаны на безотходный раскрой металла, однако если в результате каких либо аварийных причин образуется остаточная обрезь, то для ее сбора установлен желоб и короб в приямке, около ножниц. В любом случае работа линии горячей резки заготовки должна быть организована так, чтобы исключить образование обрези.

Таблица 2.2 - Краткая техническая характеристика линии горячей резки

Параметры разрезаемой штанги
Длина, м	4,0…10,0
Диаметр, мм	90,0…120,0
Максимальная масса, кг	880
Длина заготовок, м	1,3...3.0
Температура штанг, О С	1200
Производительность, шт/ч	300
Скорость транспортирования, м/с	1
Ход передвижного упора, мм	2000
Ролик
Диаметр бочки, мм	250
Длина бочки, мм	210
Катающий диаметр, мм	195
Шаг роликов, мм	500
Расход воды на ролик водоохлаждаемый, м 3 /ч	1,6
Расход воды на ролик водоохлаждаемый с водоохлаждаемыми буксами, м 3 /ч	3,2
Расход воды на экран, м 3 /ч	1,6
Уровень звука, ДБ, не более	85

После нагрева штанги и выдачи ее, она проходит через термостат (для уменьшения падения температуры по длине заготовки), доходит до передвижного упора и разрезается на заготовки необходимой длины. После производства реза, передвижной упор поднимается с помощью пневмоцилиндра, заготовка транспортируется по рольгангу. После ее прохода за упор, он опускается в рабочее положение и цикл реза повторяется. Для удаления окалины из-под роликов рольганга, ножниц горячей резки предусмотрена система гидросбива окалины, для удаление обрези – желоб и приемный короб. Заготовка после ухода с рольганга линии горячей резки, попадает на приемный рольганг прошивного стана.

2.1.3 Устройство и техническая характеристика основного и вспомогательного оборудования участка прошивного стана

Прошивной стан предназначен для прошивки сплошной заготовки в полую гильзу. На ТПА-80 установлен 2-х валковый прошивной стан с бочковидными или чашевидными валками и направляющими линейками. Техническая характеристика прошивного стана представлена в табл.2.3.

Перед прошивным станом имеется водоохлаждаемый рольганг, предназначенный для приёма заготовки с линии горячей резки и транспортирования её к зацентровщику. Рольганг состоит из 14 водоохлаждаемых роликов с индивидуальным приводом.

Таблица 2.3 - Техническая характеристика прошивного стана

Размеры прошиваемой заготовки:
Диаметр, мм	100…120
Длина, мм	1200…3350
Размер гильз:
Наружный диаметр, мм	98…126
Толщина стенки, мм	14…22
Длина, мм	1800…6400
Число оборотов главного привода, об/мин	285…400
Передаточное число шестерённой клети	3
Мощность двигателя, кВт	3200
Угол подачи, °	0…14
Усилие прокатки:
Максимальное радиальное, кН	784
Максимальное осевое, кН	245
Максимальный крутящий момент на валке, кНм	102,9
Диаметр рабочих валков, мм	800…900
Нажимной винт:
Наибольший ход, мм	120
Скорость перемещения, мм/с	2

Зацентровщик предназначен для выбивки центрового углубления диаметром 20…30 мм и глубиной 15…20 мм на торце нагретой заготовки и представляет собой пневмоцилиндр, в котором скользит ударник с наконечником.

После зацентровки нагретая заготовка поступает на решетку для последующей передачи её в желоб переднего стола прошивного стана.

Передний стол прошивного стана предназначен для приёма нагретой заготовки, скатывающейся по решетке, совмещения оси заготовки с осью прошивки и удержания её во время прошивки.

На выходной стороне стана установлены роликовые центрователи стержня оправки, которые поддерживают и центрируют стержень, как перед прошивкой, так и в процессе прошивки, когда на него действуют высокие осевые усилия и возможен его продольный изгиб.

За центрователями расположен стационарный упорно-регулировочный механизм с открывающейся головкой, он служит для восприятия осевых усилий, действующих на стержень с оправкой, корректировки положения оправки в очаге деформации и пропуска гильзы за пределы прошивного стана.

2.1.4 Устройство и техническая характеристика основного и вспомогательного оборудования участка непрерывного стана

Непрерывный стан предназначен для прокатки черновых труб диаметром 92мм с толщиной стенки 3…8 мм. Прокатка ведётся на длинной плавающей оправке длиной 19,5 м. Краткая техническая характеристика непрерывного стана приведена в табл.2.4., в табл.2.5. приведены передаточные числа редукторов.

При прокатке непрерывный стан работает следующим образом: рольгангом за прошивным станом гильза транспортируется со скоростью 3 м/с к передвижному упору и, после остановки, с помощью цепного транспортёра передаётся на решетку перед непрерывным станом и откатывается на рычаги дозатора.

Таблица 2.4 - Краткая техническая характеристика непрерывного стана

Наименование		Величина
Наружный диаметр черновой трубы, мм		91,0…94,0
Толщина стенки черновой трубы, мм		3,5…8,0
Максимальная длина черновой трубы, м		30,0
Диаметр оправок непрерывного стана, мм		74…83
Длина оправки, м		19,5
Диаметр волков, мм		400
Длина бочки валка, мм		230
Диаметр шейки валков, мм		220
Расстояние между осями клетей, мм		850
Ход верхнего нажимного винта при новых валках, мм	Вверх	8
	Вниз	15
Ход нижнего нажимного винта при новых валках, мм	Вверх	20
	Вниз	10
Скорость подъёма верхнего валка, мм/с		0,24
Частота вращения двигателей главного привода, об/мин		220…550

Если на гильзе имеются дефекты, оператор ручным включением перекрывателя и отталкивателей направляет её в карман.

Годная гильза при спущенных рычагах дозатора скатывается в желоб, прижимается рычагами прижима, после чего в гильзу с помощью задающих роликов вводится оправка. По достижении передним концом оправки переднего обреза гильзы прижим отпускается, и гильза с помощью вталкивающих роликов задается в непрерывный стан. При этом скорость вращения тянущих роликов оправки и гильзы задаётся таким образом, чтобы к моменту захвата гильзы первой клетью непрерывного стана передний конец оправки был выдвинут на 2,5…3 м.

После прокатки на непрерывном стане черновая труба с оправкой поступает на извлекатель оправок, краткая техническая характеристика представлена в табл.2.6. После чего труба рольгангом транспортируется в район обрезки заднего конца и подходит к стационарному упору на участке обрезки заднего конца трубы, техническая характеристика оборудования участка ПОЗК приведена в табл.2.7. Достигнув упора труба сбрасывается шнековым выбрасывателем на решетку перед выравнивающим рольгангом. Далее труба скатывается по решетке на выравнивающий рольганг, подходит к упору, определяющему длину обрезки, и поштучно укладывателем передаётся с выравнивающего рольганга на решетку перед отводящим рольгангом, при этом во время перемещения происходит обрезка заднего конца трубы.

Обрезанный конец трубы передаётся транспортером для уборки обрезков в контейнер для металлического лома, расположенный вне цеха.

Таблица 2.5 - Передаточное отношение редукторов непрерывного стана и мощность двигателей

Таблица 2.6 - Краткая техническая характеристика извлекателя оправок

Таблица 2.7 - Краткая техническая характеристика участка обрезки заднего конца трубы

2.1.5 Принцип действия основного и вспомогательного оборудования участка редукционного стана и холодильника

Оборудование данного участка предназначено для транспортирования черновой трубы через установку индукционного нагрева, прокатки на редукционном стане, охлаждения и дальнейшей транспортировки её к участку пил холодной резки.

Подогрев черновых труб перед редукционным станом осуществляется в нагревательной установке ИНЗ - 9000/2,4 состоящей из 6-и нагревательных блоков (12 индукторов) размещённых непосредственно перед редукционным станом. Трубы поступают в индукционную установку одна за другой непрерывным потоком. При отсутствии поступления труб с непрерывного стана (при остановке проката) разрешается подача в индукционную установку отложенных «холодных» труб поштучно. Длина задаваемых в установку труб не должна быть более 17,5 м.

Тип редукционного стана - 24-х клетевой, 3-х валковый с двух опорным положением валков и индивидуальным приводом клетей.

После прокатки на редукционном стане труба поступает или в спрейер и на охладительный стол, или сразу на охладительный стол стана, в зависимости от требований к механическим свойствам готовой трубы.

Конструкция и технические характеристики спрейера, а также параметры охлаждения труб в нём являются коммерческой тайной «ОАО КресТрубЗавод» и в данной работе не приводятся.

В табл.2.8. представлена техническая характеристика нагревательной установки, в табл.2.9.– краткая техническая характеристика редукционного стана.

Таблица 2.8 - Краткая техническая характеристика нагревательной установки ИНЗ-9000/2,4

2.1.6 Оборудование для порезки труб на мерные длины

Для порезки труб на мерные длины в цехе Т-3 применяют пилу пакетной резки фирмы «Вагнер» модели WVC 1600R, техническая характеристика которых приведена в табл. 2.10. Так же применяются пилы модели KV6R – техническая характеристика в табл.2.11.

Таблица 2.9 - Краткая техническая характеристика редукционного стана

Таблица 2.10 - Техническая характеристика пилы WVC 1600R

Наименование параметра		Величина
Диаметр разрезаемых труб, мм		30…89
Ширина разрезаемых пакетов, мм		200…913
Толщина стенки разрезаемых труб, мм		2,5…9,0
Длина труб после резки, м		8,0…11,0
Длина отрезаемых концов труб	Передних, мм	250…2500
	Задних, мм
Диаметр диска пилы, мм		1600
Количество зубьев на диске пилы, шт	Сегментовой	456
	Твердосплавной	220
Скорость резки, мм/мин		10…150
Минимальный диаметр диска пилы, мм		1560
Подача суппорта дисковой пилы, мм		5…1000
Максимальный предел прочности труб, Н/мм 2		800

2.1.7 Оборудование для правки труб

Трубы, порезанные на мерные длины в соответствии с заказом, отправляются на правку. Правка осуществляется на правильных машинах РВВ320х8, предназначенных для правки труб и прутков из углеродистых и низколегированных марок сталей в холодном состоянии с исходной кривизной до 10 мм на 1 погонный метр. Техническая характеристика правильной машины РВВ 320х8 приведена в табл. 3.12.

Таблица 2.11 - Техническая характеристика пилы модели KV6R

Наименование параметра	Величина
Ширина однорядного пакета, мм	Не более 855
Ширина открывания зажима заготовки, мм	От 20 до 90
Проход в вертикальном направлении зажима заготовки, мм	Не более 275
Ход суппорта пильного диска, мм	650
Скорость подачи пильного диска (бесступенчатого) мм/мин	Не более 800
Быстрый обратный ход пильного диска, мм/мин	Не более 6500
Скорость резания, м/мин	40; 15; 20; 30; 11,5; 23
Зажимаемая длина пакета труб на подводящей стороне, мм	Не менее 250
Зажимная длина пакета труб на отводящей стороне, мм	Не менее 200
Диаметр пильного диска, мм	1320
Количество сегментов на пильном диске, шт	36
Количество зубьев на сегменте, шт	10
Диаметр обрабатываемых труб, мм	От 20 до 90

Таблица 2.12 - Техническая характеристика правильной машины РВВ 320х8

Наименование параметра		Величина
Диаметр выправляемых труб, мм		25...120
Толщина стенки выправляемых труб, мм		1,0...8,0
Длина выправляемых труб, м		3,0...10,0
Предел текучести металла выправляемых труб, кгс/мм 2	Диаметром 25…90 мм	До 50
	Диаметром 90…120 мм	До 33
Скорость правки труб, м/с		0,6...1,0
Шаг между осями валков, мм		320
Диаметр валков в горловине, мм		260
Количество валков, шт	Приводных	4
	Холостых	5
Углы установки валков, °		45°...52°21’
Наибольший ход верхних валков от верхней кромки нижних, мм		160
Привод вращения валков	Тип двигателя	Д-812
	Напряжение, В	440
	Мощность, кВт	70
	Скорость вращения, об/мин	520

2.2 Существующая технология производства труб на ТПА-80 ОАО “КресТрубЗавод”

Поступающая в цех заготовка в виде штанг, складируется на внутреннем складе. Перед запуском в производство она на специальном стеллаже подвергается выборочному осмотру, если это необходимо - ремонту. На участке подготовки заготовки установлены весы для контроля за весом, запущенного металла в производство. Заготовки со склада электромостовым краном подаются на загрузочную решетку перед печью и загружаются в нагревательную печь шагающим подом в соответствии с графиком и темпом проката.

Соблюдение схемы укладки заготовок, производится визуально посадчиком металла. Заготовка в печь загружается поштучно в каждый, через один или несколько шагов направляющих плит подвижных балок в зависимости от темпа проката и кратности реза. При смене марки стали, плавки и типоразмера труб посадчик производит разделение марок стали, плавок следующим образом: при длине заготовки 5600-8000мм плавки разделяются путем смещения двух первых штанг по ширине печи; марки стали разделяются путем смещения четырех первых штанг по ширине печи; при длине заготовки 9000-9800мм разделение марок стали, плавок друг от друга производится при посаде с интервалом 8-10 шагов, а также подсчетом количества посаженной в ПШП и выданной заготовки, которые контролируются нагревальщиком металла ПШП и резчиком ножниц горячей резки путем сверки с пультами управления. ТПА-80; при изменении размера (перевалке стана) прокатываемых труб, посад металла в печь прекращается за “5-6 шагов” до остановки стана, при остановке на перевалку металл “отшагивается на 5-6 шагов” назад. Перемещение заготовок через печь осуществляется тремя подвижными балками. В паузах цикла перемещения подвижные балки устанавливаются на уровне пода. Необходимое время нагрева обеспечивается путем измерения времени цикла шага. Избыточное давление в рабочем пространстве должно быть от 9,8 Па до 29,4 Па, коэффициент расхода воздуха =1,1 - 1,2.

При нагреве в печи заготовок различных марок сталей, продолжительность нагрева обуславливается тем металлом, время пребывания в печи у которого наибольшее. Качественный нагрев металла обеспечивается равномерным прохождением заготовок по всей длине печи. Нагретые заготовки выдаются на внутренний рольганг выгрузки, и выдаются им на линию горячей резки.

Для уменьшения подстуживания заготовок при простоях предусмотрен термостат на рольганге транспортировки нагретых заготовок к ножницам, а также возможность возврата (включением на реверс) не разрезанной заготовки в печь и нахождение ее в течении простоя.

Во время работы возможна горячая остановка печи. Горячей остановкой печи считается остановка без отключения подачи природного газа. При горячих остановках подвижные балки печи устанавливаются на уровне неподвижных. Окна загрузки и выгрузки закрываются. Коэффициент расхода воздуха с помощью задатчика "топливо-воздух" снижается с 1,1-1,2 до 1,0:-1,1. Давление в печи на уровне пода становится положительным. При остановках стана: до 15 минут - температуру по зонам устанавливают на нижнем пределе, и “отшагивают” металл на два шага; от 15 минут до 30 минут - температуру в зонах III, IV, V снижают на 20-40 0 С, в зонах I, II на 30-60 0 С от нижнего предела; свыше 30 минут - температуру по всем зонам уменьшают на 50-150 0 C по сравнению с нижним пределом в зависимости от продолжительности простоя. Заготовки " отшагивают" назад на 10 шагов. При продолжительности простоя от 2х до 5 часов необходимо освобождать от заготовок IV и V зоны печи. Заготовки из зон I и II выгружают в карман. Выгрузку металла осуществляет посадчик металла с ПУ-1. Температуру в V и IV зонах снижают до 1000-I050 0 С. При остановках более 5 часов вся печь освобождается от металла. Подъем температуры осуществляют ступенчато на 20-30 0 С, при скорости подъема температуры 1,5-2,5 0 С/мин. При увеличении времени нагрева металла из-за низкого темпа проката, температуру в I, II, III зонах понижают на б0 0 С, 40 0 С, 20 0 С соответственно от нижнего предела, а температуру в зонах IV, V на нижнихпределах. В целом же при стабильной работе всего агрегата температура по зонам распределяется следующим образом (табл. 2.13).

После нагрева заготовка попадает на линию горячей резки заготовки. В состав оборудования линии горячей резки входят сами ножницы для резки заготовки, передвижной упор, транспортный рольганг, защитный экран для предохранения оборудования от теплового излучения из окна выгрузки печи с шагающим подом. После нагрева штанги и выдачи ее, она проходит через термостат, доходи до передвижного упора и разрезается на заготовки необходимой длины. После производства реза передвижной упор поднимается с помощью пневмоцилиндра, заготовка транспортируется по рольгангу. После ее прохода за упор он опускается в рабочее положение и цикл реза продолжается.

Таблица 2.13 - Распределение температуры в печи по зонам

Мерная заготовка рольгангом за ножницами передается к зацентровщику. Зацентрованная заготовка выбрасывателем передается на решетку перед прошивным станом, по которой скатывается к задержнику и при готовности выходной стороны передается в желоб, который закрывается крышкой. С помощью вталкивателя, при поднятом упоре заготовка задается в зону деформации. В зоне деформации осуществляется прошивка заготовки на оправке, удерживаемой стержнем. Стержень упирается в стакан упорной головки упорно-регулировочного механизма, открытие которой не допускает замок. Продольный изгиб стержня от осевых усилий, возникающих при прокатке, предотвращается закрытыми центрователями, оси которых параллельны оси стержня.

В рабочем положении ролики сводятся вокруг стержня пневмоцилиндром через систему рычагов. По мере приближения переднего торца гильзы ролики центрователей последовательно разводятся. После окончания прошивки заготовки, пневмоцилиндром сводятся первые ролики, которые перемещают гильзу от валков для возможности захвата рычагами перехватчика стержня, затем откидывается замок и передняя головка, сводятся ролики выдающие и гильза на повышенной скорости выдается на повышенной скорости выдается за упорную головку на рольганг за прошивным станом.

После прошивки гильза по рольгангу транспортируется до передвижного упора. Далее гильза перемещается цепным транспортером на входную сторону непрерывного стана. После транспортера гильза по наклонной решетке скатывается к дозатору, задерживающему гильзу пред входной стороной непрерывного стана. Под направляющими наклонной решетки расположен карман для сбора бракованных гильз. С наклонной решетки гильза сбрасывается в приемный желоб непрерывного стана с прижимами. В это время в гильзу при помощи одной пары фрикционных роликов вводится длинная оправка. По достижении передним концом оправки переднего торца гильзы прижим гильзы отпускается, на гильзу сводятся две пары тянущих роликов и гильза с оправкой задается в непрерывный стан. При этом скорость вращения тянущих роликов оправки и тянущих роликов гильзы рассчитана таким образом, чтобы в момент захвата гильзы первой клетью непрерывного стана выдвижение оправки из гильзы составляло 2,5-3,0 м. В связи с этим, линейная скорость тянущих роликов оправок должна быть в 2,25-2,5 раза выше линейной скорости тянущих роликов гильзы.

Прокатанные трубы с оправками попеременно передаются на ось одного из оправкоизвлекателей. Головка оправки проходит через люнет извлекателя и захватывается вставкой захвата, а труба в кольцо люнета. При движении цепи оправка выходит из трубы и попадает на цепной транспортер, который передает ее на сдвоенный рольганг, транспортирующий оправки от обоих извлекателей в ванну для охлаждения.

После извлечения оправки черновая труба поступает на пилы для обрезки заднего разлохмаченного конца.

После индукционного нагрева трубы задаются в редукционный стан, имеющий двадцать четыре трехвалковые клети. В редукционном стане количество работающих клетей определяется в зависимости размеров прокатываемых труб (от 9 до 24 клетей), причем исключаются клети, начиная с 22 в сторону уменьшения номеров клетей. Клети 23 и 24 участвуют во всех программах прокатки.

Во время прокатки валки непрерывно охлаждаются водой. При перемещении труб по охладительному столу в каждом звене его должно находиться не более одной трубы. При прокатке передельных горячедеформированных труб, предназначенных для изготовления насосно-компрессорных труб группы прочности "К" из стали марки 37Г2С после редукционного стана осуществляется ускоренное регулируемое охлаждение труб в спрейерах.

Скорость прохождения труб через спрейера должна быть стабилизирована со скоростью редукционного стана. Контроль за стабилизацией скоростей осуществляет оператор согласно эксплуатационной инструкции.

После редуцирования трубы поступают на реечный охладительный стол с шагающими балками где они охлаждаются.

За охладительным столом трубы собираются в однослойные пакеты для обрези концов и порезки на мерные длины на пилах холодной резки.

Готовые трубы поступают на стол осмотра ОТК, после осмотра трубы увязывают в пакеты и отправляют на склад готовой продукции.

2.3 Обоснование проектных решений

При поштучном редуцировании труб с натяжением на РРС возникает существенная продольная разностенность концов труб. Причиной концевой разностенности труб является нестабильность осевых натяжений в нестационарных режимах деформации при заполнении и освобождении рабочих клетей стана металлом. Концевые участки редуцируются в условиях значительно меньших продольных растягивающих напряжений, чем основная (средняя) часть трубы. Увеличение толщины стенки на концевых участках, превосходящее допустимые отклонения, делает необходимым удаление в обрезь значительной части готовой трубы

Нормы концевой обрези редуцированных труб на ТПА-80 ОАО “КресТрубЗавод” приведены в табл. 2.14.

Таблица 2.14 - Нормы обрези концов труб на ТПА-80 ОАО “КресТрубЗавод”

2.4 Обоснование проектных решений

При поштучном редуцировании труб с натяжением на РРС возникает существенная продольная разностенность концов труб. Причиной концевой разностенности труб является нестабильность осевых натяжений в нестационарных режимах деформации при заполнении и освобождении рабочих клетей стана металлом. Концевые участки редуцируются в условиях значительно меньших продольных растягивающих напряжений, чем основная (средняя) часть трубы. Увеличение толщины стенки на концевых участках, превосходящее допустимые отклонения, делает необходимым удаление в обрезь значительной части готовой трубы.

Нормы концевой обрези редуцированных труб на ТПА-80 ОАО “КресТрубЗавод” приведены в табл. 2.15.

Таблица 2.15 - Нормы обрези концов труб на ТПА-80 ОАО “КресТрубЗавод”

где ПК-передний утолщенный конец трубы; ЗК- задний утолщенный конец трубы.

Ориентировочно годовые потери металла в утолщенные концы труб в цехе Т-3 ОАО “КресТрубЗавод” составляют 3000 тонн. При сокращении длины и веса обрезаемых утолщенных концов труб на 25%, годовой прирост прибыли составит около 20 миллионов руб. Кроме того, будет обеспечена экономия затрат на инструмент пил пакетной резки, электроэнергию и т.д..

Кроме того, при производстве передельной заготовки для волочильных цехов можно снизить продольную разностенность труб, сэкономленный металл за счет снижения продольной разностенности использовать для дальнейшего увеличения объемов производства горячекатаных и холоднодеформированных труб.

3. РАЗРАБОТКА АЛГОРИТМОВ УПРАВЛЕНИЯ РЕДУКЦИОННЫМ СТАНОМ ТПА-80

3.1 Состояние вопроса

Непрерывные трубопрокатные агрегаты являются наиболее перспективными высокопроизводительными установками для производства горячекатаных бесшовных труб соответствующего сортамента.

В состав агрегатов входят прошивной, непрерывный оправочный и редукционные растяжные станы. Непрерывность технологического процесса, автоматизация всех транспортных операций, большая длина прокатываемых труб обеспечивают высокую производительность, хорошее качество труб по поверхности и геометрическим размерам

В последние десятилетия продолжалось интенсивное развитие производства труб способом непрерывной прокатки: построены и введены в эксплуатацию (в ""Италии, Франции, США, Аргентине), реконструированы (в Японии) цехи непрерывной прокатки, поставлено оборудование для новых цехов (в КНР), разработаны и внедрены проекты строительства цехов (во Франции, Канаде, США, Японии, Мексике) .

По сравнению с агрегатами, введенными в эксплуатацию в 60-е года, новые станы имеют существенные отличия: на них изготовляют, в основном, трубы нефтяного сортамента, в связи с чем в цехах сооружаются крупные участки для отделки этих труб, включающие оборудование для высадки их концов, термообработки, нарезки труб, производства муфт и т.п.; значительно расширился диапазон размеров труб: максимальный диаметр возрос с 168 до 340 мм, толщина стенки - с 16 до 30 мм, что стало возможным благодаря освоению на непрерывных станах процесса прокатки на длинной оправке, перемещающейся с регулируемой скоростью, взамен плавающей. На новых трубопрокатных агрегатах используют непрерывно-литую заготовку (квадратную и круглую), что обеспечило существенное улучшение технико-экономических показателей их работы.

Для нагрева заготовок по-прежнему широко применяются кольцевые печи (ТПА 48-340, Италия), наряду с этим начинают использовать печи с шагающим подом (ТПА 27-127, Франция, ТПА 33-194, Япония) . Во всех случаях высокая производительность современного агрегата обеспечивается путем установки одной печи большой, единичной мощности (производительность до 250 т/ч). Для подогрева труб перед редуцированием (калиброванием) применяют печи с шагающими балками.

Основным станом для получения гильз продолжает оставаться двухвалковый стан винтовой прокатки, конструкция которого совершенствуется, например, путем замены неподвижных линеек приводными направляющими дисками. В случае применения квадратных заготовок стану винтовой прокатки в технической линии предшествует либо прессвалковый стан (ТПА 48-340 в Италии, ТПА 33-194 в Японии), либо стан для калибровки граней и пресс для глубокой зацентровки (ТПА 60-245, Франция) .

Одним из основных направлений дальнейшего развития способа непрерывной прокатки является применение оправок, перемещающихся с регулируемой скоростью в процессе прокатки, взамен плавающих. С помощью специального механизма, развивающего усилие удерживания 1600-3500 кН, оправке задается определенная скорость (0,3-2,0 м/с), которая поддерживается либо до полного снятия трубы с оправки в процессе прокатки (удерживаемая оправка), либо до определенного момента, начиная с которого справка перемещается как плавающая (частично удерживаемая оправка). Каждый из этих способов может применяться в производстве труб определенного диаметра. Так, для труб малого диаметра основным является способ прокатки на плавающей оправке, среднего (до 200 мм) - на частично удерживаемой, большого (до 340 мм и более) - на удерживаемой.

Применение на непрерывных станах оправок, перемещающихся с регулируемой скоростью (удерживаемых, частично удерживаемых) взамен плавающих обеспечивает значительное расширение сортамента, увеличение длины труб и повышение их точности. Представляют интерес отдельные конструктивные решения; например, использование стержня прошивного стана в качестве частично удерживаемой оправки непрерывного стана (ТПА 27-127, Франция), внестановый ввод оправки в гильзу (ТПА 33-194, Япония) .

Новые агрегаты оснащаются современными редукционными и калибровочными станами, причем чаще всего используется один из этих станов. Охладительные столы рассчитаны на прием труб после редуцирования без предварительной разрезки.

Оценивая современное общее состояние автоматизации трубных станов, можно отметить следующие особенности.

Транспортные операции, связанные с перемещением проката и инструмента по агрегату, автоматизированы достаточно полно с помощью традиционных локальных (преимущественно бесконтактных) устройств автоматики. На основе таких устройств и стало возможным внедрение высокопроизводительных агрегатов с непрерывным и дискретно-непрерывным технологическим процессом.

Собственно же технологические процессы и даже отдельные операции на трубных станах автоматизированы пока явно недостаточно и в этой части их уровень автоматизации заметно уступает достигнутому, например, в области непрерывных листовых станов. Если применение управляющих вычислительных машин (УВМ) для листовых станов стало практически широко признанной нормой, то для трубных станов примеры пока единичны в России, хотя за рубежом в настоящее время разработка и внедрение АСУ ТП и АСУП стало нормой. Пока же на ряде трубных станов, в нашей стране имеются в основном примеры промышленной реализации отдельных подсистем автоматизированного управления технологическими процессами с помощью специализированных устройств, выполненных с использованием полупроводниковой логики и элементов вычислительной техники.

Отмеченное состояние обусловлено в основном двумя обстоятельствами. С одной стороны, до недавнего времени требования к качеству, и прежде всего, к стабильности размеров труб, удовлетворялись относительно простыми средствами (в частности, рациональными конструкциями оборудования станов). Эти условия не стимулировали более совершенные и, естественно, более сложные разработки, например, с использованием относительно дорогостоящих и не всегда достаточно надежных УВМ. С другой стороны, применение специальных нестандартных технических средств автоматизации оказывалось возможным лишь для более простых и менее эффективных задач, при этом требовались значительные затраты времени и средств на разработку и изготовление, что не способствовало прогрессу в рассматриваемой области.

Однако возрастающие современные требования к трубному производству, в том числе и к качеству труб, не могут быть удовлетворены традиционными решениями. Более того, как показывает практика, существенная доля усилий в удовлетворении этих требований приходится на автоматизацию, причем, в настоящее время необходимо в процессе прокатки труб автоматически изменять эти режимы.

Современные достижения в области управления электроприводами и различных технических средств автоматизации, прежде всего в области мини-ЭВМ и микропроцессорной техники, позволяют коренным образом совершенствовать автоматизацию трубных станов и агрегатов, преодолеть различные производственные и экономические ограничения.

Применение современных технических средств автоматизации предполагает одновременное повышение требований к корректности постановки задач и выбору путей их решения, и в частности - к выбору наиболее эффективных путей воздействия на технологические процессы Решению этой задачи может способствовать анализ существующих наиболее эффективных технических решений по автоматизации трубных станов.

Исследования непрерывных трубопрокатных агрегатов как объектов автоматизации показывают, что имеются существенные резервы дальнейшего повышенияих технико-экономических показателей за счет автоматизации технологического процесса прокатки труб на этих агрегатах.

При прокатке в непрерывном стане на длинной плавающей оправке также наводится концевая продольная разностенность. Толщина стенки задних концов черновых труб больше середины на 0,2-0,3 мм. Длина заднего конца с утолщенной стенкой равна 2-3 межклетевым промежуткам. Утолщение стенки сопровождается увеличением диаметра на участке, отстоящем на один межклетевой промежуток от заднего конца трубы. Вследствие переходных режимов толщина стенки передних концов на 0,05-0,1 мм меньше середины, При прокатке с натяжением стенки передних концов труб также утолщаются. Продольная разностенность черновых труб сохраняется при последующем редуцировании и приводит к увеличению длины задних отрезаемых утолщенных концов готовых труб.

При прокатке в редукционных растяжных станах происходит утолщение стенки концов труб вследствие снижения натяжений по сравнению с установившимся режимом, который наступает только при заполнении 3-4 клетей стана. Концы труб с утолщенной сверх допуска стенкой отрезаются, и связанные с этим отходы металла обусловливают основную долю общего расходного коэффициента на агрегате.

Общий характер продольной разностенности труб после непрерывного стана практически полностью переносится на готовые трубы. В этом убеждают результаты прокатки труб размерами 109 х 4,07 - 60 мм при пяти режимах натяжения на редукционном стане установки 30-102 ЮТЗ. В процессе эксперимента на каждом скоростном режиме отобрали по 10 труб, концевые участки которых резали на 10 частей длиной по 250 мм, а от середины вырезали по три патрубка, расположенные на расстоянии 10, 20 и 30 м от переднего торца. После замеров толщины стенки на приборе, расшифровки диаграмм разностенности и усреднение данных были построены графические зависимости, представлены на рис. 54 .

Таким образом, отмеченные составляющие общей разностенности труб оказывают существенное влияние на технико-экономические показатели работы непрерывных агрегатов, связаны с физическими особенностями процессов прокатки в непрерывном и редукционном станах и могут быть устранены или существенно снижены только за счет специальных автоматических систем, изменяющих настройку стана в процессе прокатки трубы. Закономерный характер этих составляющих разностенности позволяет использовать в основе таких систем программный принцип управления.

Известны другие технические решения задачи сокращения концевых отходов при редуцировании с помощью автоматических систем управления процессом прокатки труб в редукционном стане с индивидуальным приводом клетей (патенты ФРГ № 1602181 и Великобритании 1274698) . За счет изменения скоростей валков при прокатке передних и задних концов труб создают дополнительные усилия натяжения, что приводит к снижению концевой продольной разностенности. Имеются сведения, что такие системы программной коррекции скоростей главных приводов редукционного стана работают на семи зарубежных трубопрокатных агрегатах, в том числе на двух агрегатах с непрерывными станами в Мюльгейме (ФРГ). Агрегаты поставлены фирмой "Маннесманн" (ФРГ).

Второй агрегат пущен в 1972 г. и включает 28-ми клетевой редукционный стан с индивидуальными приводами, оснащенный системой коррекции скоростей. Изменения скоростей при прохождении концов труб осуществляются в первых десяти клетях ступенчато, как добавки к рабочему значению скорости. Максимальное изменение скорости имеет место на клети №1, минимальное - на клети № 10. В качестве датчиков положения концов трубы в стане, дающих команды на изменение скорости, используются фотореле. В соответствии с принятой схемой коррекции скорости питание индивидуальных приводов первых десяти клетей осуществляется по противопараллельной реверсивной схеме, последующих клетей - по нереверсивной схеме. Отмечается, что коррекция скоростей приводов редукционного стана позволяет увеличить выход годного на агрегате на 2,5% при смешанной программе производства. С увеличением степени редуцирования по диаметру этот эффект возрастает.

Имеется аналогичная информация об оснащении двадцативосьми клетевого редукционного стана в Испании системой коррекции скорости. Изменения скоростей осуществляетсяв первых 12-ти клетях. В связи с этим также предусмотрены различные схемы питания приводов .

Следует отметить, что оснащение редукционных станов в составе непрерывных трубопрокатных агрегатов системой коррекции скорости не позволяет полностью решить проблему сокращения концевых отходов при редуцировании. Эффективность таких систем должна снижаться с уменьшением степени редуцирования по диаметру.

Системы программного управлениятехнологическим процессом наиболее просты в реализации и дают большой экономический эффект. Однако с их помощью можно повысить точность размеров труб только за счет снижения од ной из трех ее составляющих - продольной разностенности. Как показывают исследования, основной удельный вес в общем разбросе толщин стенок готовых труб (около 50%) приходится на поперечную разностенность. Колебания средних толщин стенок труб в партиях составляет около 20% от общего разброса.

В настоящее время снижение поперечной разностенности возможно только за счет совершенствования технологического процесса прокатки труб на станах, входящих в состав агрегата. Примеры применения автоматических систем для этих целей неизвестны.

Стабилизация средних толщин стенок труб в партиях возможна как за счет совершенствования технологии прокатки, конструкции клетей и электропривода, так и за счет автоматических систем управления процессом. Снижение разброса толщин стенки труб в партии позволяет существенно повысить производительность агрегатов и снизить расход металла за счет прокатки в поле минусовых допусков.

В отличие от программных систем, системы,предназначенные для стабилизации средних толщин стенок труб, должны включать в свой состав датчики контроля геометрических размеров труб.

Известны технические предложения оснащения редукционных станов системами автоматической стабилизации толщины стенки труб. Структура систем не зависит от типа агрегата, в составе которого имеется редукционный стан.

Комплекс систем управления процессом прокатки труб в непрерывном и редукционном станах, предназначенных для сокращения концевых отходов при редуцировании и повышении точности труб за счет снижения продольной разностенности и разброса средних толщин стенок образует АСУ ТП агрегата.

Применение ЭВМ для управления производством и автоматизации технологического процесса прокатки труб впервые было реализовано на непрерывном трубопрокатном агрегате 26-114 в Мюльгейме.

Агрегат предназначен для прокатки трубдиаметром 26-114 мм, толщиной стенки 2,6-12,5 мм. В состав агрегата входят кольцевая печь, два прошивных стана, 9-клетевой непрерывный стан и 24-клетевой редукционный стан с индивидуальным приводом от двигателей 200 кВт.

Второй агрегат с непрерывным станом в Мюльгейме, пущенный в 1972 г., оснащен более мощной ЭВМ, на которую, возложены более широкие функции. Агрегат предназначен для прокатки труб диаметром до 139 мм, толщиной стенки до 20 мм и состоит из прошивного стана, восьми клетевого непрерывного стана и двадцативосьми клетевого редукционного стана с индивидуальным приводом .

Непрерывный трубопрокатный агрегат в Великобритании, пущенный в 1969 г., также оснащен ЭВМ, которая используется для планирования загрузки агрегата и в качестве информационной системы непрерывно контролирует параметры проката и инструмента. Контроль качества труб и заготовок, также, как и точность настроек станов, осуществляется на всех стадиях технологического процесса. Информация с каждого стана поступает на ЭВМ для обработки, после чего выдается на станы для оперативного управления.

Одним словом задачи по автоматизации процессов прокатки пытаются решить во многих странах, в т.ч. и нашей. Для разработки математической модели управления непрерывными станами необходимо знать влияние задаваемых технологических параметров на точность готовых труб, для этого необходимо рассмотреть особенности непрерывной прокатки.

Особенностью редуцирования труб с натяжением является более высокое качество продукции в результате образования меньшей поперечной разностенности, в отличие от прокатки без натяжения, а также возможность получения труб малых диаметров. Однако при поштучной прокатке наблюдается повышенная продольная разностенность на концах труб. Утолщенные концы при редуцировании с натяжением образуются из-за того, что передний и задний концы трубы при прохождение через стан не подвергаются полному воздействию натяжения.

Натяжение характеризуется величиной растягивающего напряжения в трубе (х). Наиболее полной характеристикой является коэффициент пластического натяжения, который представляет отношение продольного растягивающего напряжения трубы к сопротивлению деформации металла в клети.

Обычно редукционный стан настраивают таким образом, чтобы коэффициент пластического натяжения в средних клетях распределялся равномерно. В первых и последних клетях происходит нарастание и снижение натяжения.

Для интенсификации процесса редуцирования и получения тонкостенных труб важно знать максимальное натяжение, которое можно создать в редукционном стане. Максимальная величина коэффициента пластического натяжения в стане (z max) ограничивается двумя факторами: тянущей способностью валков и условиями разрыва трубы в стане. В результате исследований установлено, что при суммарном обжатии трубы в стане до 50-55% величина z max ограничивается тянущей способностью валков.

Цехом Т-3 совместно с ЕФ ВНИПИ “Тяжпромэлектропроект” и предприятием “АСК” создана основа системы АСУ-ТП на агрегате ТПА-80. В настоящее время функционируют следующие составляющие данной системы: УЗН-Н, УЗН-Р, линия связи ETHERNET, все АРМы.

3.2 Расчет таблицы прокатки

Основной принцип построения технологического процесса в современных установках заключается в получении на непрерывном стане труб одного постоянного диаметра, что позволяет использовать заготовку и гильзу также постоянного диаметра. Получение труб требуемого диаметра обеспечивается редуцированием. Такая система работы значительно облегчает и упрощает настройку станов, снижает парк инструмента и, главное, позволяет сохранять высокую производительность всего агрегата даже при прокатке труб минимального (после редуцирования) диаметра.

Таблицу прокатки рассчитываем против хода прокатки по методике изложенной в . Наружный диаметр трубы после редуцирования определяется размерами последней пары валков.

D p 3 =(1,010..1,015) * D o =1,01 * 33,7=34 мм

где D p -диаметр готовой трубы после редукционного стана.

Толщина стенки после непрерывного и редукционного станов должна быть равна толщине стенки готовой трубы, т.е. S н =Sp=S o =3,2 мм.

Поскольку после непрерывного стана выходит труба одного диаметра, то принимаем D н =94 мм. В непрерывных станах калибровка валков обеспечивает получение в последних парах валков внутреннего диаметра трубы больше диаметра оправки на 1-2 мм, так что диаметр оправки будет равен:

Н =d н -(1..2)=D н -2S н -2=94-2*3,2-2=85,6 мм.

Принимаем диаметр оправок равным 85 мм.

Внутренний диаметр гильзы должен обеспечивать свободное введение оправки и берется на 5-10 мм больше диаметра оправки

d г = н +(5..10)=85+10=95 мм.

Стенку гильзы принимаем:

S г =S н +(11..14)=3,2+11,8=15 мм.

Наружный диаметр гильз определяем исходя из величины внутреннего диаметра и толщины стенки:

D г =d г +2S г =95+2*15=125 мм.

Диаметр используемой заготовки D з =120 мм.

Диаметр оправки прошивного стана выбирается с учетом величины раскатки, т.е. подъема внутреннего диаметра гильзы, составляющего от 3% до 7% от внутреннего диаметра:

П =(0,92…0,97)d г =0,93*95=88 мм.

Коэффициенты вытяжки для прошивного, непрерывного и редукционного станов определяем по формулам:

,

Общий коэффициент вытяжки составляет:

Аналогичным образом рассчитана таблица прокатки для труб размером 48,3×4,0 мм и 60,3×5,0мм.

Таблица прокатки представлена в табл. 3.1.

Таблица 3.1 - Таблица прокатки ТПА-80

Размер готовых труб, мм		Диаметр заготовки, мм	Прошивной стан				Непрерывный стан				Редукционный стан				Общий коэффициент вытяжки
Наружный диаметр	Толщина стенки		Размер гильзы, мм		Диаметр оправки, мм	Коэффициент вытяжки	Размеры труб, мм		Диаметр оправки, мм	Коэффициент вытяжки	Размер труб, мм		Число клетей	Коэффициент вытяжки
			Диаметр	Толщина стенки			Диаметр	Толщина стенки			Диаметр	Толщина стенки
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 Расчет калибровки валков редукционного стана

Калибровка валков является важной составной частью расчета режима работы стана. Она в значительной мере определяет качество труб, стойкость инструмента, распределение нагрузок в рабочих клетях и приводе.

Расчет калибровки валков включает:

а) распределение частных деформаций в клетях стана и подсчет средних диаметров калибров;

б) определение размеров калибров валков.

3.3.1 Распределение частных деформаций

По характеру изменения частных деформаций клети редукционного стана могут быть разделены на три группы: головную в начале стана, в которой обжатия интенсивно увеличиваются по ходу прокатки; калибрующую (в конце стана), в которой деформации уменьшаются до минимального значения, и группу клетей между ними (среднюю), в которой частные деформации максимальны или близки к ним.

При прокатке труб с натяжением величины частных деформаций принимают исходя из условия устойчивости профиля трубы при величине пластического натяжения обеспечивающего получение трубы заданного размера.

Коэффициент общего пластического натяжения можно определить по формуле :

,

где - осевая и тангенциальная деформации взятые в логарифмическом виде; Т- величина определяемая в случае трехвалкового калибра по формуле

Т=,

где (S/D) cp - среднее отношение толщины стенки к диаметру за период деформации трубы в стане; k-коэффициент учитывающий изменение степени толстостенности трубы.

,

,

где m– величина общей деформации трубы по диаметру.

.

,

.

Величина критического частного обжатия при таком коэффициенте пластического натяжения, согласно , может достигать 6% во второй клети, 7,5% в третьей клети и 10% в четвертой клети. В первой клети рекомендуется принимать в пределах 2,5–3%. Однако для обеспечения устойчивого захвата величину обжатия как правило снижают.

В предчистовых и чистовых клетях стана обжатие также снижают, но для снижения нагрузок на валки и повышения точности готовых труб. В последней клети калибрующей группы обжатие принимают равным нулю, предпоследней–до 0,2 от обжатия в последней клети средней группы.

В средней группе клетей практикуют равномерное и неравномерное распределение частных деформаций. При равномерном распределении обжатия во всех клетях этой группы принимают постоянными. Неравномерное распределение частных деформаций может иметь несколько вариантов и быть охарактеризовано следующими закономерностями:

обжатие в средней группе пропорционально уменьшают от первых клетей к последним – падающий режим;

в нескольких первых клетях средней группы частные деформации уменьшают, а остальных оставляют постоянными;

обжатие в средней группе сначала увеличивают, а затем уменьшают;

в нескольких первых клетях средней группы частные деформации оставляют постоянными, а в остальных уменьшают.

При падающих режимах деформаций в средней группе клетей уменьшаются различия в величине мощности прокатки и нагрузки на привод, вызываемые ростом сопротивления деформации металла по мере прокатки, вследствие снижения его температуры и повышения скорости деформации. Считается , что уменьшение обжатий к концу стана также позволяет улучшить качество наружной поверхности труб и снизить поперечную разностенность.

При расчете калибровки валков принимаем равномерное распределение обжатий.

Величины частных деформаций по клетям стана приведены на рис. 3.1.

Распределение обжатий

Исходя из принятых величин частных деформаций средние диаметры калибров можно рассчитать по формуле

.

Для первой клети стана (i=1) d i -1 =D 0 =94 мм, тогда

мм.

Рассчитанные по данной формуле средние диаметры калибров приведены в прилож.1.

3.3.2 Определение размеров калибров валков

Форма калибров трехвалковых станов показана на рис. 3.2.

Овальный калибр получают очерчивая его радиусом rс центром, смещенным относительно оси прокатки на величину эксцентриситета e.

Форма калибра

Значения радиусов и эксцентриситета калибров определяют по ширине и высоте калибров по формулам:

Для определения размеров калибра необходимо знать величины его полуосей a и b, а для их определения – величину овальности калибра

Для определения овальности калибра можно использовать формулу:

Степенной показатель q характеризует возможную величину уширения в калибре. При редуцировании в трехвалковых клетях принимают q=1,2.

Величины полуосей калибра определяются зависимостями:

где f–поправочный коэффициент, который можно рассчитать по приближенной формуле

Произведем расчет размеров калибра по приведенным выше формулам для первой клети.

Для остальных клетей расчет производится аналогичным образом.

В настоящее время проточку калибров валков проводят после установки валков в рабочую клеть. Расточку ведут на специальных станках круглой фрезой. Схема расточки показана на рис. 3.3.

Рис. 3.3 - Схема расточки калибра

Для получения калибра с заданными величинами a и b необходимо определить диаметр фрезы D ф и её смещение относительно плоскости осей валков (параметр Х). D ф и X определяются следующими математически точными формулами:

Для трехвалковых станов угол a равен 60°.Di – идеальный диаметр валков, Di=330мм.

Рассчитанные по приведенным выше формулам величины сведены в табл. 3.2.

Таблица 3.2 - Калибровка валков

Номер клети	d, мм	m,%	a, мм	b, мм	r, мм	e, мм	D ф, мм	X, мм
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 Расчет скоростного режима

Расчет скоростного режима работы стана заключается в определении чисел оборотов валков и по ним чисел оборотов двигателей.

При прокатке труб с натяжением большое влияние на изменение толщины стенки оказывает величина пластического натяжения. В связи с этим в первую очередь необходимо определить коэффициент общего пластического натяжения на стане – z общ, который бы обеспечил получение необходимой стенки. Расчет z общ приведен в п.3.3.

,

где – коэффициент учитывающий влияние вне-контактных зон деформации:

;

l i – длина дуги захвата:

;

– угол захвата:

;

f – коэффициент трения, принимаем f=0,5; а – число валков в клети, а=3.

В первой рабочей клети z з1 =0. В последующих клетях можно принять z п i -1 = z з i .

,

;

;

.

Подставляя в выше приведенные формулы данные для первой клети получим:

мм;

;

;

;

; ;

мм.

Проведя аналогичные расчеты для второй клети получили следующие результаты: z п2 =0,42, S 2 =3,251мм, z п3 =0,426, S 3 =3,252мм, z п4 =0,446, S 4 =3,258мм. На этом расчет z п i по приведенной методике прекращаем, т.к. выполняется условие z п2 >z общ.

Из условия полной пробуксовки определяем максимально возможное натяжение z з в последней деформирующей клети, т.е. z з21 . При этом принимаем, что z п21 =0.

.

мм;

;

;

Толщину стенки перед 21-й клетью, т.е. S 20, можно определить по формуле:

.

;

; ;

мм.

Проведя аналогичные расчеты для 20-й клети получили следующие результаты: z з20 =0,357, S 19 =3,178 мм, z з19 =0,396, S 18 =3,168 мм, z з18 =0,416, S 17 =3,151мм, z з17 =0,441, S 16 =3,151 мм. На этом расчет z п i прекращаем, т.к. выполняется условие z з14 >z общ.

Рассчитанные значения толщины стенки по клетям стана приведены в табл. 2.20.

Для определения чисел оборотов валков необходимо знать катающие диаметры валков. Для определения катающих диаметров можно использовать формулы приведенные в :

, (2)

где D в i – диаметр валка по вершине;

.

Если , то расчет катающего диаметра валков следует вести по уравнению (1), если это условие не выполняется то надо использовать (2).

Величина характеризует положение нейтральной линии в том случае, когда её принимают параллельной (в плане) оси прокатки. Из условия равновесия сил в очаге деформации для такого расположения зон скольжения

,

Задавшись входной скоростью прокатки V вх =1,0 м/с, рассчитали число оборотов валков первой клети

об/мин.

Обороты в остальных клетях нашли по формуле:

.

Результаты расчета скоростного режима приведены в табл.3.3.

Таблица 3.3 - Результаты расчета скоростного режима

Номер клети	S, мм	Dкат, мм	n, об/мин
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

По данным табл.3.3. построен график изменения оборотов валков (рис. 3.4.).

Частота вращения валков

3.5 Силовые параметры прокатки

Отличительной особенностью процесса редуцирования по сравнению с другими видами продольной прокатки является наличие значительных по величине межклетевых натяжений. Наличие натяжения оказывает значительное влияние на силовые параметры прокатки – давление металла на валки и моменты прокатки.

Усилие металла на валок Р является геометрической суммой вертикальной Р в и горизонтальной Р г составляющих:

Вертикальная составляющая усилия металла на валки определяется по формуле:

,

где р – среднее удельное давление металла на валок; l – длина зоны деформации; d – диаметр калибра; а – число валков в клети.

Горизонтальная составляющая Р г равна разности усилий переднего и заднего натяжений:

где z п, z з – коэффициенты переднего и заднего пластического натяжений; F п, F з – площадь поперечного сечения переднего и заднего концов трубы; s S – сопротивление деформации.

Для определения средних удельных давлений рекомендуется пользоваться формулой В.П. Анисифорова:

.

Момент прокатки (суммарный на клеть) определяют по формуле:

.

Сопротивление деформации определяется по формуле:

,

где Т – температура прокатки,°С; Н – интенсивность скоростей деформации сдвига, 1/с; e – относительное обжатие; К 1 , К 2 , К 3 , К 4 , К 5 – эмпирические коэффициенты, для стали 10: К 1 =0,885, К 2 =7,79, К 3 =0,134, К 4 =0,164, К 5 =(–2,8).

Интенсивность скоростей деформации определяется по формуле

где L – степень деформации сдвига:

t – время деформации:

Угловую скорость валка находится по формуле:

,

Мощность находится по формуле:

В табл. 3.4. приведены результаты расчета силовых параметров прокатки по приведенным выше формулам.

Таблица 3.4 - Силовые параметры прокатки

Номер клети	s S , МПа	р, кН/м 2	Р, кН	М,кНм	N, кВт
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	-	-	-	-

По данным табл. 3.4 построены графики изменения силовых параметров прокатки по клетям стана (рис.3.5., 3.6., 3.7.).

Изменение среднего удельного давления

Изменение усилия металла на валок

Изменение момента прокатки

3.6 Исследование влияния переходных скоростных режимов редуцирования на величину продольной разностенности концевых участков готовых труб

3.6.1 Описание алгоритма расчета

Исследование проводилось с целью получения данных о влиянии переходных скоростных режимов редуцирования на величину продольной разностенности концевых участков готовых труб.

Определение коэффициента межклетевого натяжения по известным оборотам валков, т.е. зависимости Zn i =f(n i /n i -1) проводилось по методике решения так называемой обратной задачи, предложенной Г.И. Гуляевым , с целью получения зависимости толщины стенки от оборотов валков.

Суть методики заключается в следующем.

Установившийся процесс редуцирования труб можно описать системой уравнений, отражающих соблюдение закона постоянства секундных объемов и равновесия сил в очаге деформации:

(3.1.)

В свою очередь, как известно,

Dкат i =j(Zз i , Zп i , А i),

m i =y(Zз i , Zп i , B i),

где А i и B i - величины, не зависящие от натяжения, n i -число оборотов в i-ой клети,  i - коэффициент вытяжки в i-ой клети, Dкат i -катающий диаметр валка в i-ой клети, Zп i , Zз i - коэффициенты переднего и заднего пластического натяжения.

Учитывая, что Zз i = Zп i -1 систему уравнений (3.1.) можно записать в общем виде следующим образом:

(3.2.)

Систему уравнений (3.2.) решаем относительно переднего и заднего коэффициентов пластического натяжения методом последовательных приближений.

Принимая Zз1=0 задаем значение Zп1 и из первого уравнения системы (3.2.) методом итерации определяем Zп 2 , потом из второго уравнения - Zп 3 и т. д. Задаваясь величиной Zп 1 , можно отыскать такое решение, при котором Zп n = 0.

Зная коэффициенты переднего и заднего пластического натяжения, определяем толщину стенки после каждой клети по формуле:

(3.3.)

где А – коэффициент определяемый по формуле:

;

;

z i – средний (эквивалентный) коэффициент пласти-ческого натяжения

.

3.6.2 Результаты исследования

Используя результаты расчетов калибровки инструмента (п. 3.3.) и скоростной настройки стана (скоростей вращения валков) при установившемся процессе редуцирования (п. 3.4.) в программной среде MathCAD 2001 Professional осуществили решение системы (3.2.) и выражения (3.3.) с целью определения изменения толщины стенки.

Сократить длину утолщенных концов можно за счет увеличения коэффициента пластического натяжения путем изменения оборотов валков при прокатке концевых участков трубы.

В настоящее время на редукционном стане ТПА–80 создана система управления скоростным режимом непрерывной безоправочной прокатки. Эта система позволяет динамически регулировать обороты валков клетей РРС при прокатке концевых участков труб согласно заданной линейной зависимости. Такое регулирование оборотов валков при прокатке концевых участков труб называется “клин скоростей”. Обороты валков при прокатке концевых участков трубы рассчитываются по формуле:

, (3.4.)

где n i -обороты валков в i-ой клети при установившемся режиме, K i -коэффициент снижения оборотов валков в %, i-номер клети.

Зависимость коэффициента снижения оборотов валков в данной клети от номера клети является линейной

К i = (рис.3.8.).

Зависимость коэффициента снижения оборотов валков в клети от номера клети.

Исходными данными для использования этого режима регулирования являются:

Количество клетей, в которых изменяется скоростная настройка ограничивается длиной утолщенных концов (3…6);

Величина снижения оборотов валков в первой клети стана ограничивается возможностью электропривода (0,5…15 %).

В данной работе для исследования влияния скоростной настройки РРС на концевую продольную разностенность было принято, что изменение скоростной настройки при редуцировании переднего и заднего концов труб осуществляется в первых 6 клетях. Исследование проводилось путем изменения скорости вращения валков в первых клетях стана по отношению к установившемуся процессу прокатки (варьирование угла наклона прямой на рис. 3.8).

В результате моделирования процессов заполнения клетей РРС и выхода трубы из стана трубы получили зависимости толщины стенки переднего и заднего концов труб от величины изменения скорости вращения валков в первых клетях стана, которые представлены на рис.3.9. и рис.3.10. для труб размером 33,7х3,2 мм. Наиболее оптимальным значением “клина скоростей” с точки зрения минимизации длины концевой обрези и “попадания” толщины стенки в поле допусков стандарта DIN 1629 (допуск по толщине стенки ±12,5%) является K 1 =10-12%.

На рис. 3.11. и рис. 3.12. приведены зависимости длин переднего и заднего утолщенных концов готовых труб при использовании “клина скоростей” (K 1 =10%), полученные в результате моделирования переходных процессов. Из приведенных зависимостей можно сделать следующее заключение: использование “клина скоростей” дает заметный эффект только при прокатке труб диаметром меньше 60 мм с толщиной стенки меньше 5мм, а при большем диаметре и толщине стенки трубы необходимое для достижения требований стандарта утонение стенки не происходит.

На рис. 3.13., 3.14., 3.15., приведены зависимости длин переднего утолщенного конца от наружного диаметра готовых труб для значений толщин стенок равных 3,5, 4,0, 5,0 мм, при различных значениях “клина скоростей” (приняли коэффициент снижения оборотов валков K 1 равной 5%, 10%, 15%).

Зависимость толщины стенки переднего конца трубы от величины

“клина скоростей” для типоразмера 33,7х3,2 мм

Зависимость толщины стенки заднего конца трубы от величины “клина скоростей” для типоразмера 33,7х3,2 мм

Зависимость длины переднего утолщенного конца трубы от D и S(при K 1 =10%)

Зависимость длины заднего утолщенного конца трубы от D и S(при K 1 =10%)

Зависимость длины переднего утолщенного конца трубы от диаметра готовой трубы (S=3,5 мм) при различных значениях “клина скоростей”.

Зависимость длины переднего утолщенного конца трубы от диаметра готовой трубы (S=4,0 мм) при различных значениях “клина скоростей”

Зависимость длины переднего утолщенного конца трубы от диаметра готовой трубы (S=5,0 мм) при различных значениях “клина скоростей”.

Из вышеприведенных графиков видно, что наибольший эффект с точки зрения уменьшения концевой разностенности готовых труб дает динамическое регулирование оборотов валков РРС в пределах K 1 =10…15%. Недостаточно интенсивное изменение “клина скоростей” (K 1 =5%) не позволяет утонить толщину стенки концевых участков трубы.

Также при прокатке труб со стенкой толще 5 мм натяжение, возникающее при действии “клина скоростей”, неспособно утонить стенку из-за недостаточной тянущей способности валков. При прокатке труб диаметром больше 60 мм коэффициент вытяжки в редукционном стане небольшой, поэтому утолщение концов практически не происходит, следовательно использование “клина скоростей ” нецелесообразно.

Анализ приведенных графиков показал, что применение “клина скоростей” на редукционном стане ТПА-80 ОАО “КресТрубЗавод” позволяет сократить длину переднего утолщенного конца на 30%, заднего утолщенного конца 25%.

Как показали расчеты Мочалова Д.А. для более эффективного применения “клина скоростей” для дальнейшего сокращения концевой обрези необходимо обеспечить работу первых клетей в тормозном режиме с почти полным использованием силовых возможностей валков за счет использования более сложной нелинейной зависимости коэффициента снижения оборотов валков в данной клети от номера клети. Необходимо создать научно обоснованную методику для определения оптимальной функции K i =f(i).

Разработка такого алгоритма оптимального управления РРС может служить целью для дальнейшего развития УЗС-Р в полноценную АСУТП ТПА-80. Как показывает опыт использования подобных АСУТП регулирование числа оборотов валков при прокатке концевых участков труб, по данным фирмы Маннесманн (пакет прикладных программ CARTA), позволяет сократить величину концевой обрези труб более чем на 50%, за счет системы автоматического управления процессом редуцирования труб, которая включает в себя как подсистемы управления станом и измерительную подсистему, так и подсистему вычисления оптимального режима редуцирования и управление процессом в режиме реального времени.

4. ТЕХНИКО-ЭКОНОМИЧЕСКОЕ ОБОСНОВАНИЕ ПРОЕКТА

4.1 Сущность планируемого мероприятия

В данном проекте предлагается внедрение оптимального скоростного режима прокатки на редукционно-растяжном стане. За счет данного мероприятия планируется уменьшение расходного коэффициента металла, причем вследствие уменьшения длины отрезаемых утолщенных концов готовых труб ожидается увеличение объемов производства на 80 тонн в месяц в среднем.

Капитальные вложения необходимые для осуществления данного проекта составляют 0 руб.

Финансирования проекта можно осуществить по статье «текущий ремонт», сметы затрат. Реализовать проект можно в течение одного дня.

4.2 Расчет себестоимости продукции

Калькуляция себестоимости 1т. продукции при существующих нормах обрези утолщенных концов труб приведена в табл. 4.1.

Калькуляция по проекту приведена в табл. 4.2. Поскольку результатом внедрения проекта не является увеличение выпуска продукции, пересчет значений расхода по переделу в проектной калькуляции не осуществляется. Выгодность проекта заключается в снижении себестоимости за счет уменьшения отходов по обрези. Обрезь сокращается из-за уменьшения расходного коэффициента металла.

4.3 Расчет проектных показателей

Расчет показателей проекта производится на основании калькуляции себестоимости, приведенной в табл. 4.2.

Экономия от снижения себестоимости в год:

Эг=(С 0 -С п)*V пр =(12200,509-12091,127)*110123,01=12045475,08р.

Прибыль по отчету:

Пр 0 =(Р-С 0)*V от =(19600-12200,509)* 109123,01=807454730,39р.

Прибыль по проекту:

Пр п =(Р-С п)*V пр =(19600-12091,127)* 110123,01=826899696,5р.

Увеличение прибыли составит:

Пр=Пр п -Пр 0 =826899696,5-807454730,39=19444966,11р.

Рентабельность продукции составляла:

Рентабельность продукции по проекту:

Поток наличности по отчету и по проекту представлены в табл.4.3. и 4.4., соответственно.

Таблица 4.1 - Калькуляция себестоимости 1 т проката в цехе Т-3 ОАО ”КресТрубЗавод”

№п/п	Статья затрат	Количество	Цена 1 тонны	Сумма
1	2	3	4	5
I	Заданное в передел: 1. Заготовка, т/т; 2. Отходы, т/т: обрезь некондиционная;
I I	Расходы по переделу 2. Энергетические затраты: электроэнергия силовая, кВт/ч пар на производство, Гкал вода техническая, тм 3 воздух сжатый, тм 3 оборотная вода, тм 3 промливневые стоки, тм 3 3. Вспомогательные материалы 7. Сменное оборудование 10. Капитальный ремонт 11. Работа транспортных цехов 12. Прочие расходы цеха Итого расходы по переделу
Ш	Общезаводские расходы

Таблица 4.2 - Проектная калькуляция себестоимости 1 т проката

№п/п	Статья затрат	Количество	Цена 1 тонны	Сумма
I	Заданное в передел: 1. Заготовка, т/т; 2. Отходы, т/т: обрезь некондиционная; Итого заданное в передел за вычетом отходов и брака
П	Расходы по переделу 1. Топливо технологическое (газ природный), тут 2. Энергетические затраты: электроэнергия силовая, кВт/ч пар на производство, Гкал вода техническая, тм 3 воздух сжатый, тм 3 оборотная вода, тм 3 промливневые стоки, тм 3 3. Вспомогательные материалы 4. Основная зарплата производственных рабочих 5. Дополнительная зарплата производственных рабочих 6. Отчисления на социальные нужды 7. Сменное оборудование 8. Текущий ремонт и содержание основных средств 9. Амортизация основных средств 10. Капитальный ремонт 11. Работа транспортных цехов 12. Прочие расходы цеха Итого расходы по переделу
Ш	Общезаводские расходы Итого производственная себестоимость
IV	Внепроизводственные расходы Итого полная себестоимость

Совершенствование технологического процесса отразится на технико-экономических показателях деятельности предприятия следующим образом: возрастет рентабельность производства продукции на 1,45%, экономия от снижения себестоимости составит 12 млн. руб. в год, что повлечет рост прибыли.

Таблица 4.3 - Поток наличности по отчету

Денежные потоки	Года
	1	2	3	4	5
А. Приток наличности:
- Объем производства, тн
- Цена продукции, руб.
Итого приток
Б. Отток наличностей:
-Операционные издержки
-Налог на прибыль	193789135,29
Итого отток:	1521432951,34	1521432951,34	1521432951,34	1521432951,34	1521432951,34
Чистый денежный поток (А-Б)
Коэфф. Инверсии	0,8	0,64	0,512	0,41	0,328
Е=0,25
	493902383,46	889024290,22	1205121815,64	1457999835,97	1457999835,97

Таблица 4.4 - Поток наличности по проекту

Денежные потоки	Года
	1	2	3	4	5
А. Приток наличности:
- Объем производства, тн
- Цена продукции, руб.
- Выручка от реализации, руб.
Итого приток
Б. Отток наличностей:
-Операционные издержки
-Налог на прибыль
Итого отток:	1526220795,63	1526220795,63	1526220795,63	1526220795,63	1526220795,63
Чистый денежный поток (А-Б)	632190135,03	632190135,03	632190135,03
Коэфф. Инверсии	0,8	0,64	0,512	0,41	0,328
Е=0,25
Дисконтированный поток (А-Б)*К инв
Кумулятивный денежный поток ЧДД

Финансовый профиль проекта представлен на рис.4.1. Согласно графикам, приведенным на рис. 4.1. кумулятивный ЧДД проекта превышает плановый показатель, что говорит о безусловной выгодности проекта. Кумулятивный ЧДД, рассчитанный для внедряемого проекта, с первого года является положительной величиной, так как проект не требовал капитальных вложений.

Финансовый профиль проекта

Точка безубыточности рассчитывается по формуле:

Точка безубыточности характеризует минимальный объем продукции, при котором заканчиваются убытки, и появляется первая прибыль.

В табл. 4.5. представлены данные для расчета переменных и постоянных затрат.

По отчетным данным сумма переменных затрат на единицу продукции составляет З пер =11212,8р., сумма постоянных затрат на единицу продукции З пост = 987,7р. Сумма постоянных затрат на весь объем выпуска по отчету составляет 107780796,98р.

По проектным данным сумма переменных затрат З пер =11103,5р., сумма постоянных затрат З пост = 987,7р. Сумма постоянных затрат на весь объем выпуска по отчету составляет 108768496,98р.

Таблица 4.5 - Доля постоянных затрат в структуре плановой и проектной себестоимости

№п/п	Статья затрат	Сумма по плану, руб.	Сумма по проекту, руб.	Доля постоянных затрат в структуре расходов по переделу, %
1	2	3	4	5
1	Расходы по переделу 1. Топливо технологическое (газ природный), тут 2. Энергетические затраты: электроэнергия силовая, кВт/ч пар на производство, Гкал вода техническая, тм 3 воздух сжатый, тм 3 оборотная вода, тм 3 промливневые стоки, тм 3 3. Вспомогательные материалы 4. Основная зарплата производственных рабочих 5. Дополнительная зарплата производственных рабочих 6. Отчисления на социальные нужды 7. Сменное оборудование 8. Текущий ремонт и содержание основных средств 9. Амортизация основных средств 10. Капитальный ремонт 11. Работа транспортных цехов 12. Прочие расходы цеха Итого расходы по переделу
2	Общезаводские расходы Итого производственная себестоимость			100
3	Внепроизводственные расходы Итого полная себестоимость			100

По отчетным данным точка безубыточности составляет:

ТБ от т.

По проекту точка безубыточности составляет:

ТБ пр т.

В табл. 4.6. проведен расчет выручки и всех видов затрат на производство реализованной продукции, необходимых для определения точки безубыточности. Графики расчета точки безубыточности по отчету и по проекту представлены на рис.4.2. и рис.4.3. соответственно.

Таблица 4.6 - Данные для расчета точки безубыточности

Расчет точки безубыточности по отчету

Расчет точки безубыточности по проекту

Технико-экономические показатели проекта представлены в табл. 4.7.

В итоге можно сделать вывод, что предлагаемое в проекте мероприятие позволит снизить себестоимость единицы производимой продукции на 1,45% за счет сокращения переменных затрат, что способствует увеличению прибыли на 19,5 млн. руб. при годовом объеме производства 110123,01 тонны. Результатом внедрения проекта является рост кумулятивного чистого дисконтированного дохода по сравнению с плановой величиной в рассматриваемый период. Также положительным моментом является снижение порога безубыточности с 12,85 тыс. тонн до 12,8 тыс. тонн.

Таблица 4.7 - Технико-экономические показатели проекта

№ п/п	Показатель	Отчет	Проект	Отклонение
				Абсолютное	%
1	Объем производства продукции: в натуральном выражении, т в стоимостном выражении, тыс.руб.
2	Стоимость основных производственных фондов, тыс. руб.	6775032	6775032	0	0
3	Общие издержки (полная себестоимость): всего выпуска, тыс. руб. единицы продукции, руб.
4	Рентабельность продукции, %	60,65	62,1	1,45	2,33
5	Чистый дисконтированный доход, ЧДД	1700,136
6	Общая сумма инвестиций, тыс. руб.	0
7	Справочно: точка безубыточности Т.Б., т, значение ставки дисконтирования F, внутренняя норма доходности ВНД максимальный денежный отток К, тыс. руб.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

В данном дипломном проекте разработана технология производства труб общего назначения по DIN 1629. В работе рассмотрена возможность снижения длины утолщенных концов, образующихся при прокатке на редукционном стане, за счет изменения скоростных настроек стана при прокатке концевых участков трубы с использованием возможностей системы УЗС–Р. Как показали расчеты снижение длины утолщенных концов может достигать 50 %.

Экономические расчеты показали, что использование предложенных режимов прокатки позволит снизить себестоимость единицы продукции на 1,45 %. Это, при сохранении существующих объёмов производства, позволит уже в первый год увеличить прибыль на 20 млн.руб.

Список литературы

1. Анурьев В.И. «Справочник конструктора-машиностроителя» в 3-х томах, том 1 – М. «Машиностроение» 1980 – 728 с.

2. Анурьев В.И. «Справочник конструктора-машиностроителя» в 3-х томах, том 2 – М. «Машиностроение» 1980 – 559 с.

3. Анурьев В.И. «Справочник конструктора-машиностроителя» в 3-х томах, том 3 – М. «Машиностроение» 1980 – 557 с.

4. Павлов Я.М. «Детали машин». – Ленинград «Машиностроение» 1968 – 450 с.

5. Васильев В.И. «Основы проектирования технологического оборудования автотранспортных предприятий» учебное пособие – Курган 1992 – 88 с.

6. Васильев В.И. «Основы проектирования технологического оборудования автотранспортных предприятий» – Курган 1992 – 32 с.

ВВЕДЕНИЕ.

1 СОСТОЯНИЕ ВОПРОСА ПО ТЕОРИИ И ТЕХНОЛОГИИ ПРОФИЛИРОВАНИЯ МНОГОГРАННЫХ ТРУБ БЕЗОПРАВОЧНЫМ ВОЛОЧЕНИЕМ (ЛИТЕРАТУРНЫЙ ОБЗОР).

1.1 Сортамент профильных труб с плоскими гранями и их использование в технике.

1.2 Основные способы производства профильных труб с плоскими гранями.

1.4 Волочильный фасонный инструмент.

1.5 Волочение многогранных винтообразно-закрученных труб.

1.6 Выводы. Цель и задачи исследований.

2 РАЗРАБОТКА МАТЕМАТИЧЕСКОЙ МОДЕЛИ ПРОФИЛИРОВАНИЯ ТРУБ ВОЛОЧЕНИЕМ.

2.1 Основные положения и допущения.

2.2 Описание геометрии очага деформации.

2.3 Описание силовых параметров процесса профилирования.

2.4 Оценка заполняемости углов волоки и утяжки граней профиля.

2.5 Описание алгоритма расчета параметров профилирования.

2.6 Компьютерный анализ силовых условий профилирования квадратных труб безоправочным волочением.

2.7 Выводы.

3 РАСЧЕТ ИНСТРУМЕНТА НА ПРОЧНОСТЬ ДЛЯ ВОЛОЧЕНИЯ ПРОФИЛЬНЫХ ТРУБ.

3.1 Постановка задачи.

3.2 Определение напряженного состояния волоки.

3.3 Построение отображающих функций.

3.3.1 Квадратное отверстие.

3.3.2 Прямоугольное отверстие.

3.3.3 Плоскоовальное отвестие.

3.4 Пример расчета напряженного состояния волоки с квадратным отверстием.

3.5 Пример расчета напряженного состояния волоки с круглым отверстием.

3.6 Анализ полученных результатов.

3.7 Выводы.

4 ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ПО ПРОФИЛИРОВАНИЮ КВАДРАТНЫХ И ПРЯМОУГОЛЬНЫХ ТРУБ ВОЛОЧЕНИЕМ.

4.1 Методика проведения эксперимента.

4.2 Профилирование квадратной трубы волочением за один переход в одну волоку.

4.3 Профилирование квадратной трубы волочением за один переход с противонатяжением.

4.4 Трехфакторная линейная математическая модель профилирования квадратных труб.

4.5 Определение заполняемости углов волоки и утяжки граней.

4.6 Совершенствование калибровки каналов волок для прямоугольных труб.

4.7 Выводы.

5 ВОЛОЧЕНИЕ ПРОФИЛЬНЫХ ВИНТООБРАЗНО ЗАКРУЧЕННЫХ ТРУБ.

5.1 Выбор технологических параметров волочения с кручением.

5.2 Определение крутящего момента.

5.3 Определение усилия протягивания.

5.4 Экспериментальные исследования.

5.5 Выводы.

Рекомендованный список диссертаций

• Волочение тонкостенных труб вращающимся инструментом 2009 год, кандидат технических наук Пастушенко, Татьяна Сергеевна

• Совершенствование технологии безоправочного волочения тонкостенных труб в блок волок с гарантированной толщиной стенки 2005 год, кандидат технических наук Каргин, Борис Владимирович

• Совершенствование процессов и машин для изготовления холоднопрофилированных труб на основе моделирования очага деформации 2009 год, доктор технических наук Паршин, Сергей Владимирович

• Моделирование процесса профилирования многогранных труб с целью его совершенствования и выбора параметров стана 2005 год, кандидат технических наук Семенова, Наталья Владимировна

• Волочение труб из анизотропного упрочняющегося материала 1998 год, кандидат технических наук Черняев, Алексей Владимирович

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Совершенствование процесса профилирования многогранных труб безоправочным волочением»

Актуальность темы. Активное развитие производственной сферы экономики, жесткие требования к экономичности и надежности продукции, а также к эффективности производства требуют применения ресурсосберегающих видов техники и технологии. Для многих отраслей строительной индустрии, машиностроения, приборостроения, радиотехнической промышленности одним из решений является использование труб экономичных видов (теплообменные и радиаторные трубы, волноводы и пр.), что позволяет: увеличить мощность установок, прочность и долговечность конструкций, снизить их металлоемкость, экономить материалы, улучшить внешний вид. Широкая номенклатура и значительный объем потребления профильных труб сделали освоение их производства в России необходимым. В настоящее время основная масса фасонных труб изготавливается в трубоволочильных цехах, так как операции холодной прокатки и волочения достаточно развиты в отечественной промышленности. В этой связи особенно актуально совершенствование действующего производства: разработка и изготовление оснастки, внедрение новых технологий и методов.

Наиболее распространенные виды фасонных труб - многогранные (квадратные, прямоугольные, шестигранные и др.) трубы высокой точности, получаемые безоправочным волочением за один проход.

Актуальность темы диссертации определяется необходимостью повышения качества многогранных труб путем совершенствования процесса их профилирования без оправки.

Целью работы является совершенствование процесса профилирования многогранных труб безоправочным волочением путем разработки методик расчета технологических параметров и геометрии инструмента.

Для достижения поставленной цели необходимо решить следующие задачи:

1. Создать математическую модель профилирования многогранных труб безоправочным волочением для оценки силовых условий с учетом нели6 нейного закона упрочнения, анизотропии свойств и сложной геометрии канала волоки.

2. Определить силовые условия в зависимости от физических, технологических и конструкционных параметров профилирования при безоправоч-ном волочении.

3. Разработать методику оценки заполняемости углов волоки и утяжки граней при волочении многогранных труб.

4. Разработать методику расчета на прочность фасонных волок для определения геометрических параметров инструмента.

5. Разработать методику расчета технологических параметров при одновременном профилировании и кручении.

6. Провести экспериментальные исследования технологических параметров процесса, обеспечивающих высокую точность размеров многогранных труб и проверить адекватность расчета технологических параметров профилирования по математической модели.

Методы исследований. Теоретические исследования базировались на основных положениях и допущениях теории волочения, теории упругости, методе конформных отображений, вычислительной математики.

Экспериментальные исследования проводили в лабораторных условиях с применением методов математического планирования эксперимента на универсальной испытательной машине ЦДМУ-30.

Автор защищает результаты расчета технологических и конструкционных параметров профилирования многогранных труб безоправочным волочением: методику расчета на прочность фасонной волоки с учетом нормальных нагрузок в канале; методику расчета технологических параметров процесса профилирования многогранных труб безоправочным волочением; методику расчета технологических параметров при одновременном профилировании и кручении при безоправочном волочении винтовых тонкостенных многогранных труб; результаты экспериментальных исследований.

Научная новизна. Установлены закономерности изменения силовых условий при профилировании многогранных труб безоправочным волочением с учетом нелинейного закона упрочнения, анизотропии свойств и сложной геометрии канала волоки. Решена задача по определению напряженного состояния фасонной волоки, находящейся под действием нормальных нагрузок в канале. Дана полная запись уравнений напряженно-деформированного состояния при одновременном профилировании и кручении многогранной трубы.

Достоверность результатов исследований подтверждена строгой математической постановкой задач, применением аналитических методов решения задач, современными методами проведения опытов и обработки экспериментальных данных, воспроизводимостью результатов эксперимента, удовлетворительной сходимостью расчетных, экспериментальных данных и результатов практики, соответствия результатов моделирования технологии изготовления и характеристикам готовых многогранных труб.

Практическая ценность работы заключается в следующем:

1. Предложены режимы получения квадратных труб 10x10x1мм из сплава Д1 высокой точности, повышающие выход годного на 5%.

2. Определены размеры фасонных волок, обеспечивающие их работоспособность.

3. Совмещение операций профилирования и кручения сокращает технологический цикл изготовления винтовых многогранных труб.

4. Усовершенствована калибровка канала фасонной волоки для профилирования прямоугольных труб 32x18x2мм.

Апробация работы. Основные положения диссертационной работы доложены и обсуждены на международной научно-технической конференции, посвященной 40-летию Самарского металлургического завода «Новые направления развития производства и потребления алюминия и его сплавов» (Самара: СГАУ, 2000г.); 11 межвузовской конференции «Математическое моделирование и краевые задачи», (Самара: СГТУ, 2001г.); второй международной научно-технической конференции "Металлофизика, механика материалов и процессов деформирования" (Самара: СГАУ, 2004г.); XIV Тупо-левские чтения: международная молодежная научная конференция (Казань: КГТУ, 2006г.); IX Королевские чтения: международная молодежная научная конференция (Самара: СГАУ, 2007г.).

Публикации Материалы, отражающие основное содержание диссертации опубликованы в 11 работах, в том числе в ведущих рецензируемых научных изданиях, определенных Высшей аттестационной комиссией - 4.

Структура и объем работы. Диссертация состоит из основных условных обозначений, введения, пяти глав, списка литературы и приложения. Работа изложена на 155 страницах машинописного текста, включая 74 рисунка, 14 таблиц, библиографию из 114 наименований и приложение.

Автор выражает благодарность коллективу кафедры обработки металлов давлением за содействие, а также научному руководителю, профессору кафедры, д.т.н. В.Р. Каргину за ценные замечания и практическую помощь в работе.

Похожие диссертационные работы по специальности «Технологии и машины обработки давлением», 05.03.05 шифр ВАК

• Совершенствование технологии и оборудования для производства капиллярных труб из нержавеющей стали 1984 год, кандидат технических наук Трубицин, Александр Филиппович

• Совершенствование технологии сборки волочением составных труб сложных поперечных сечений с заданным уровнем остаточных напряжений 2002 год, кандидат технических наук Федоров, Михаил Васильевич

• Совершенствование технологии и конструкции волок для изготовления шестигранных профилей на основе моделирования в системе "заготовка-инструмент" 2012 год, кандидат технических наук Малаканов, Сергей Александрович

• Исследование моделей напряженно-деформированного состояния металла при волочении труб и разработка методики определения силовых параметров волочения на самоустанавливающейся оправке 2007 год, кандидат технических наук Малевич, Николай Александрович

• Совершенствование оборудования, инструмента и технологических средств для волочения высококачественных прямошовных труб 2002 год, кандидат технических наук Манохина, Наталия Григорьевна

Заключение диссертации по теме «Технологии и машины обработки давлением», Шокова, Екатерина Викторовна

ОСНОВНЫЕ РЕЗУЛЬТАТЫ И ВЫВОДЫ ПО РАБОТЕ

1. Из анализа научно- технической литературы следует, что одним из рациональных и производительных процессов изготовления тонкостенных многогранных труб (квадратных, прямоугольных, шестигранных, восьмигранных) является процесс безоправочного волочения.

2. Разработана математическая модель процесса профилирования многогранных труб безоправочным волочением, позволяющая определять силовые условия с учетом нелинейного закона упрочнения, анизотропии свойств материала трубы и сложной геометрии канала волоки. Модель реализована в среде программирования Delphi 7.0.

3. С помощью математической модели установлено количественное влияние физических, технологических и конструкционных факторов на силовые параметры процесса профилирования многогранных труб безоправочным волочением.

4. Разработаны методики оценки заполняемости углов волоки и утяжки граней при безоправочном волочении многогранных труб.

5. Разработана методика расчета на прочность фасонных волок с учетом нормальных нагрузок в канале, основанная на функции напряжений Эри, методе конформных отображений и третьей теории прочности.

6. Экспериментально построена трехфакторная математическая модель профилирования квадратных труб, что позволяет выбрать технологические параметры, обеспечивающие точность геометрии получаемых труб.

7. Разработана и доведена до инженерного уровня методика расчета технологических параметров при одновременном профилировании и скручивании многогранных труб безоправочным волочением.

8. Экспериментальные исследования процесса профилирования многогранных труб безоправочным волочением показали удовлетворительную сходимость результатов теоретического анализа с экспериментальными данными.

Список литературы диссертационного исследования кандидат технических наук Шокова, Екатерина Викторовна, 2008 год

1. A.c. 1045977 СССР, МКИ3 В21СЗ/02. Инструмент для волочения тонкостенных фасонных труб Текст. / В.Н. Ермаков, Г.П. Моисеев, A.B. Сунцов и др. (СССР). № 3413820; заявл. 31.03.82; опубл. 07.10.83, Бюл. №37. - Зс.

2. A.c. 1132997 СССР, МКИ3 В21СЗ/00. Составная волока для волочения многогранных профилей с четным числом граней Текст. / В.И. Ребрин, A.A. Павлов, Э.В. Никулин (СССР). -№ 3643364/22-02; заявл. 16.09.83; опубл. 07.01.85, Бюл. №1. -4с.

3. A.c. 1197756 СССР, МКИ4В21С37/25. Способ изготовления прямоугольных труб Текст. / П.Н. Калинушкин, В.Б. Фурманов и др. (СССР). № 3783222; заявл.24.08.84; опубл. 15.12.85, Бюл. №46. - 6с.

4. A.c. 130481 СССР, МКИ 7с5. Устройство для скручивания некруглых профилей волочением Текст. / В.Л. Колмогоров, Г.М. Моисеев, Ю.Н. Шакмаев и др. (СССР). № 640189; заявл. 02.10.59; опубл. 1960, Бюл. №15. -2с.

5. A.c. 1417952 СССР, МКИ4В21С37/15. Способ изготовления профильных многогранных труб Текст. / A.B. Юков, A.A. Шкуренко и др. (СССР). № 4209832; заявл. 09.01.87; опубл. 23.08.88, Бюл. №31. - 5с.

6. A.c. 1438875 СССР, МКИ3 В21С37/15. Способ изготовления прямоугольных труб Текст. / А.Г. Михайлов, Л.Б. Маслан, В.П. Бузин и др. (СССР). № 4252699/27-27; заявл. 28.05.87; опубл. 23.11.88, Бюл. №43. -4с.

7. A.c. 1438876 СССР, МКИ3 В21С37/15. Устройство для перепрофилирования круглых труб в прямоугольные Текст. / А.Г. Михайлов, Л.Б. Маслан, В.П. Бузин и др. (СССР). № 4258624/27-27; заявл. 09.06.87; опубл. 23.11.88, Бюл. №43. -Зс.

8. A.c. 145522 СССР МКИ 7Ь410. Фильер для волочения труб Текст./Э.В.

9. Кущ, B.K. Иванов (СССР).-№ 741262/22; заявл. 10.08.61; опубл. 1962, Бюл.№6. -Зс.

10. A.c. 1463367 СССР, МКИ4 В21С37/15. Способ изготовления многогранных труб Текст. / В.В. Яковлев, В.А. Шуринов, А.И.Павлов и В.А. Белявин (СССР). № 4250068/23-02; заявл. 13.04.87; опубл. 07.03.89, Бюл. №9. -2с.

11. A.c. 590029 СССР, МКИ2В21СЗ/00. Волока для волочения тонкостенных многогранных профилей Текст. / B.JI. Дылдин, В.А. Алешин, Г.П. Моисеев и др. (СССР). № 2317518/22-02; заявл. 30.01.76; опубл. 30.01.78, Бюл. №4. -Зс.

12. A.c. 604603 СССР, МКИ2 В21СЗ/00. Волока для волочения прямоугольной проволоки Текст. / JI.C. Ватрушин, И.Ш. Берин, A.JI. Чечурин (СССР). -№ 2379495/22-02; заявл. 05.07.76; опубл.30.04.78, Бюл.№ 16. 2 с.

13. A.c. 621418 СССР, МКИ2 В21СЗ/00. Инструмент для волочения многогранных труб с четным числом граней Текст. / Г.А. Савин, В.И. Панченко, В.К. Сидоренко, Л.М. Шлосберг (СССР). № 2468244/22-02; заявл. 29.03.77; опубл. 30.08.78, Бюл. №32. -2с.

14. A.c. 667266 СССР, МКИ2 В21СЗ/02. Волока Текст. / A.A. Фотов, В.Н. Дуев, Г.П. Моисеев, В.М. Ермаков, Ю.Г. Хороших (СССР). № 2575030/22-02; заявл. 01.02.78; опубл. 15.06.79, Бюл. №22, -4с.

15. A.c. 827208 СССР, МКИ3 В21СЗ/08. Устройство для изготовления профильных труб Текст. / И.А. Ляшенко, Г.П. Мотсеев, С.М. Подоскин и др. (СССР). № 2789420/22-02; заявл.29.06.79; опубл. 07.05.81, Бюл. №17. - Зс.

16. A.c. 854488 СССР, МКИ3 В21СЗ/02. Волочильный инструмент Текст./

17. С.П. Панасенко (СССР). № 2841702/22-02; заявл. 23.11.79; опубл. 15.08.81, Бюл. №30. -2с.

18. A.c. 856605 СССР, МКИ3 В21СЗ/02. Волока для волочения профилей Текст. / Ю.С. Зыков, А.Г. Васильев, A.A. Кочетков (СССР). №2798564/22-02; заявл. 19.07.79; опубл. 23.08.81, Бюл. №31. -Зс.

19. A.c. 940965 СССР, МКИ3 В21СЗ/02. Инструмент для изготовления профильных поверхностей Текст. / И.А. Савельев, Ю.С. Воскресенский, А.Д. Осма-нис (СССР).- № 3002612; заявл. 06.11.80; опубл. 07.07.82, Бюл. №25. Зс.

20. Адлер, Ю.П. Планирование эксперимента при поиске оптимальных условий Текст./ Ю.П. Адлер, Е.В. Маркова, Ю.В. Грановский М.: Наука, 1971. - 283с.

21. Алыневский, JI.E. Тяговые усилия при холодном волочении труб Текст./ JI.E. Альшевский. М.: Металлургиздат, 1952.-124с.

22. Амензаде, Ю.А. Теория упругости Текст./ Ю.А. Амензаде. М.: Высшая школа, 1971.-288с.

23. Аргунов, В.Н. Калибрование фасонных профилей Текст./ В.Н. Аргунов, М.З. Ерманок. М.: Металлургия, 1989.-206с.

24. Арышенский, Ю.М. Получение рациональной анизотропии в листах Текст./ Ю.М. Арышенский, Ф.В. Гречников, В.Ю. Арышенский. М.: Металлургия, 1987-141с.

25. Арышенский, Ю.М.Теория и расчеты пластического формоизменения анизотропных материалов Текст./ Ю.М. Арышенский, Ф.В. Гречников.- М.: Металлургия, 1990.-304с.

26. Биск, М.Б. Рациональная технология изготовления трубоволочильного инструмента Текст./ М.Б. Биск-М.: Металлургия, 1968.-141 с.

27. Вдовин, С.И. Методы расчета и проектирования на ЭВМ процессов штамповки листов и профильных заготовок Текст./ С.И. Вдовин - М.: Машиностроение, 1988.-160с.

28. Воробьев, Д.Н. Калибровка инструмента для волочения прямоугольных труб Текст./ Д.Н. Воробьев Д.Н., В.Р. Каргин, И.И. Кузнецова// Технология легких сплавов. -1989. -№. -С.36-39.

29. Выдрин, В.Н. Производство фасонных профилей высокой точности Текст./ В.Н. Выдрин и др. -М.: Металлургия, 1977.-184с.

30. Громов, Н.П. Теория обработки металлов давлением Текст./Н.П. Громов -М.: Металлургия, 1967.-340с.

31. Губкин, С.И. Критика существующих методов расчета рабочих напряжений при ОМД /С.И. Губкин// Инженерные методы расчетов технологических процессов ОМД. -М.: Машгиз, 1957. С.34-46.

32. Гуляев, Г.И. Устойчивость поперечного сечения трубы при редуцировании Текст./ Г.И. Гуляев, П.Н. Ившин, В.К. Янович // Теория и практика редуцирования труб. С. 103-109.

33. Гуляев, Ю.Г. Математическое моделирование процессов ОМД Текст./ Ю.Г. Гуляев, С.А. Чукмасов, A.B. Губинский. Киев: Наук. Думка, 1986. -240с.

34. Гуляев, Ю.Г.Повышение точности и качества труб Текст./ Ю.Г. Гуляев, М.З. Володарский, О.И. Лев и др.- М.: Металлургия, 1992.-238с.

35. Гун, Г.Я. Теоретические основы обработки металлов давлением Текст./ Г.Я. Гун. М.: Металлургия, 1980. - 456с.

36. Гун, Г.Я. Пластическое формоизменение металлов Текст./ Г.Я. Гун, П.И. Полухин, Б.А. Прудковский. М.: Металлургия, 1968. -416с.

37. Данченко, В.Н. Производство профильных труб Текст./ В.Н. Данченко,

38. В.А. Сергеев, Э.В. Никулин. М.: Интермет Инжиниринг, 2003. -224с.

39. Днестровский, Н.З. Волочение цветных металлов Текст./ Н.З. Днестровский. М.: Гос. науч.-техн. изд. лит. по ч. и цв. металлургии, 1954. - 270с.

40. Дорохов, А.И. Изменение периметра при волочении фасонных труб Текст./ А.И. Дорохов// Бюл. научно-техн. информации ВНИТИ. М.: Металлург-издат, 1959. - № 6-7. - С.89-94.

41. Дорохов, А.И. Определение диаметра исходной заготовки для безопра-вочного волочения и прокатки прямоугольных, треугольных и шестигранных труб Текст./ А.И. Дорохов, В.И. Шафир// Производство труб / ВНИТИ. М., 1969. -Вып.21. - С. 61-63.

42. Дорохов, А.И. Осевые напряжения при волочении фасонных труб без оправки Текст./ А.И. Дорохов// Тр. УкрНИТИ. М.: Металлугиздат, 1959. -Вып.1. - С.156-161.

43. Дорохов, А.И. Перспективы производства холоднодеформированных профильных труб и основы современной технологии их изготовления Текст./ А.И. Дорохов, В.И. Ребрин, А.П. Усенко// Трубы экономичных видов: М.: Металлургия, 1982. -С. 31-36.

44. Дорохов, А.И. Рациональная калибровка валков многоклетьевых станов для производства труб прямоугольного сечения Текст./ А.И. Дорохов, П.В. Сав-кин, A.B. Колпаковский //Технический прогресс в трубном производстве. М.: Металлургия, 1965.-С. 186-195.

45. Емельяненко, П.Т. Трубопрокатное и трубопрофильное производство Текст./ П.Т. Емельяненко, A.A. Шевченко, С.И. Борисов. М.: Металлургиздат, 1954.-496с.

46. Ерманок, М.З. Прессование панелей из алюминиевых сплавов. М.: Металлургия. - 1974. -232с.

47. Ерманок, М.З. Применение безоправочного волочения при производствеч 1 "труб Текст./ М.З. Ерманок. М.: Цветметинформация, 1965. - 101с.

48. Ерманок, М.З. Развитие теории волочения Текст./ М.З. Ерманок // Цветные металлы. -1986. №9.- С. 81-83.

49. Ерманок, М.З. Рациональная, технология производства прямоугольных труб из алюминия Текст./ М.З. Ерманок М.З., В.Ф. Клейменов. // Цветные металлы. 1957. - №5. - С.85-90.

50. Зыков, Ю.С. Оптимальное соотношение деформаций при волочении прямоугольных профилей Текст./ Ю.С. Зыков, А.Г. Васильев, A.A. Кочетков // Цветные металлы. 1981. - №11. -С.46-47.

51. Зыков, Ю.С. Влияние профиля волочильного канала на усилие волочения Текст./Ю.С. Зыков//Известия вузов. Черная металлургия. 1993. -№2. - С.27-29.

52. Зыков, Ю.С. Исследование комбинированной формы продольного профиля рабочей зоны волоки Текст./ Ю.С. Зыков// Металлургия и коксохимия: Обработка металлов давлением. - Киев: Техника, 1982. - Вып.78. С. 107-115.

53. Зыков, Ю.С. Оптимальные параметры волочения прямоугольных профилей Текст./ Ю.С. Зыков // Цветные мегаллы. 1994. - №5. - С.47-49. .

54. Зыков, Ю.С. Оптимальные параметры процесса волочения прямоугольного профиля Текст./ Ю.С. Зыков // Цветные металлы. 1986. - №2. - С. 71-74.

55. Зыков, Ю.С. Оптимальные углы волочения упрочняющегося металла Текст./ Ю.С. Зыков.// Известия вузов. 4M. 1990. - №4. - С.27-29.

56. Ильюшин, A.A. Пластичность. Часть первая. Упруго-пластические деформации Текст./ A.A. Ильюшин. -М.: МГУ, 2004. -376 с.

57. Каргин, В.Р. Анализ безоправочного волочения тонкостенных труб с противонатяжением Текст./ В.Р. Каргин, Е.В. Шокова, Б.В. Каргин // Вестник СГАУ. Самара: СГАУ, 2003. - №1. - С.82-85.

58. Каргин, В.Р. Введение в специальность обработка металлов давлением

59. Текст.: учебное пособие/ В.Р. Каргин, Е.В. Шокова. Самара: СГАУ, 2003. - 170с.

60. Каргин, В.Р. Волочение винтовых труб Текст./ В.Р. Каргин // Цветные металлы. -1989. №2. - С.102-105.

61. Каргин, В.Р. Основы инженерного эксперимента Текст.: учебное пособие / В.Р. Каргин, В.М. Зайцев. Самара: СГАУ, 2001. - 86с.

62. Каргин, В.Р. Расчет инструмента для волочения квадратных профилей и труб Текст./ В.Р. Каргин, М.В.Федоров, Е.В. Шокова // Известия Самарского научного центра РАН. 2001. - №2. - Т.З. - С.23 8-240.

63. Каргин, В.Р. Расчет утолщения стенки трубы при безоправочном волочении Текст./ В.Р. Каргин, Б.В. Каргин, Е.В. Шокова// Заготовительные производства в машиностроении. 2004. -№1. -С.44-46.

64. Касаткин, Н.И. Исследование процесса профилирования прямоугольных труб Текст./ Н.И. Касаткин, Т.Н. Хонина, И.В. Комкова, М.П. Панова / Исследование процессов обработки цветных металлов давлением. - М.: Металлургия, 1974. Вып. 44. - С. 107-111.

65. Кириченко, А.Н. Анализ экономичности различных способов производства профильных труб с постоянной толщиной стенки по периметру Текст./ А.Н. Кириченко, А.И. Губин, Г.И. Денисова, Н.К. Худякова// Трубы экономичных видов. -М., 1982. -С. 31-36.

66. Клейменов, В.Ф. Выбор заготовки и расчет инструмента для волочения прямоугольных труб из алюминиевых сплавов Текст./ В.Ф. Клейменов, Р.И. Муратов, М.И. Эрлих // Технология легких сплавов.-1979.- №6.- С.41-44.

67. Колмогоров, В.Л. Инструмент для волочения Текст./ В.Л. Колмогоров, С.И. Орлов, В.Ю. Шевляков. -М.: Металлургия, 1992. -144с.

68. Колмогоров, B.JI. Напряжения. Деформации. Разрушение Текст./ B.JT. Колмогоров. М.: Металлургия, 1970. - 229с.

69. Колмогоров, B.JI. Технологические задачи волочения и прессования Текст.: учебное пособие/ B.JI. Колмогоров. -Свердловск: УПИ, 1976. -Вып.10. -81с.

70. Коппенфельс, В. Практика конформных отображений Текст. / В. Коп-пенфельс, Ф. Штальман. М.: ИЛ, 1963. - 406с.

71. Кофф, З.А. Холодная прокатка труб Текст. / З.А. Кофф, П.М. Соловейчик, В.А. Алешин и др. Свердловск: Металлургиздат, 1962. - 432с.

72. Крупман, Ю.Г. Современное состояние мирового производства труб Текст./ Ю.Г. Крупман, J1.C. Ляховецкий, O.A. Семенов. М.: Металлургия, 1992. -81с.

73. Леванов, А.Н. Контактное трение в процессах ОМД Текст. ЛА.Н. Лева-нов, В.Л. Колмагоров, С.Л. Буркин и др. М.: Металлургия, 1976. - 416с.

74. Левитанский, М.Д. Расчет технико-экономических нормативов производства труб и профилей из алюминиевых сплавов на персональных ЭВМ Текст./ М.Д. Левитанский, Е.Б. Маковская, Р.П. Назарова// Цветные металлы. -19.92. -№2. -С.10-11.

75. Лысов, М.Н. Теория и расчет процессов изготовления деталей методами гибки Текст./ М.Н. Лысов М.: Машиностроение, 1966. - 236с.

76. Мусхелишвили, Н.И. Некоторые основные задачи математической теории упругости Текст./ Н.И. Мусхелишвили. М.: Наука, 1966. -707с.

77. Осадчий, В.Я. Исследование силовых параметров профилирования трубв волоках и роликовых калибрах Текст./ В.Я. Осадчий, С.А. Степанцов// Сталь. -1970. -№8.-С.732.

78. Осадчий, В.Я. Особенности деформации при изготовлении профильных труб прямоугольного и переменного сечений Текст./ В.Я. Осадчий, С.А. Степанцов // Сталь. 1970. - №8. - С.712.

79. Осадчий, В.Я. Расчет напряжений и усилий при волочении труб Текст./

80. В.Я. Осадчий, A.JI. Воронцов, С.М Карпов// Производство проката. 2001. - №10.- С.8-12.

81. Осадчий, С.И. Напряженно-деформиро-ванное состояние при профили-рованииТекст./ В.Я. Осадчий, С.А. Гетия, С.А. Степанцов // Известия вузов. Черная металлургия. 1984. -№9. -С.66-69.

82. Паршин, B.C. Основы системного совершенствования процессов и станов холодного волочения труб Текст./ B.C. Паршин. Красноярск: Изд-во Крас-нояр. ун-та, 1986. - 192с.

83. Паршин, B.C. Холодное волочение труб Текст./ B.C. Паршин, A.A. Фотов, В.А. Алешин. М.: Металлургия, 1979. - 240с.

84. Перлин, И.Л. Теория волочения Текст./ И.Л. Перлин, М.З. Ерманок. -М.: Металлургия, 1971.- 448с.

85. Перлин, П.И. Контейнеры для плоских слитков Текст./ П.И. Перлин, Л.Ф. Толченова //Сб. тр. ВНИИметмаш. ОНТИ ВНИИметмаш, 1960. - №1. -С.136-154.

86. Перлин, П.И. Метод расчета контейнеров для прессования изплоского слитка Текст./ П.И. Перлин// Вестник машиностроения 1959. - №5. - С.57-58.

87. Попов, Е.А. Основы теории листовой штамповки Текст. / Е.А.Попов. -М.: Машиностроение, 1977. 278с.

88. Потапов, И.Н. Теория трубного производства Текст./ И.Н. Потапов, А.П. Коликов, В.М. Друян и др. М.: Металлургия, 1991. - 406с.

89. Равин, А.Н. Формообразующий инструмент для прессования и волочения профилей Текст./ А.Н. Равин, Э.Ш. Суходрев, Л.Р. Дудецкая, В.Л. Щербанюк.- Минск: Наука и техника, 1988. 232с.

90. Рахтмайер, Р.Д. Разностные методы решения краевых задач Текст./ Р.Д. Рахтмайер. М.: Мир, 1972. - 418с!

91. Савин, Г.А. Волочение труб Текст./ Г.А. Савин. М.: Металлургия, 1993.-336с.

92. Савин, Г.Н. Распределение напряжений около отверстий Текст./ Г.Н.

93. Савин. Киев: Наукова думка, 1968. - 887с.

94. Сегерлинд, JI. Применение МКЭ Текст./ JI. Сегерлинд. М.: Мир, 1977. - 349с.

95. Смирнов-Аляев, Г.А. Осесимметричная задача теории пластического течения при обжатии, раздаче и волочении труб Текст./ Г.А. Смирнов-Аляев, Г.Я. Гун // Известия вузов. Черная металлургия. 1961. - №1. - С. 87.

96. Сторожев, М.В. Теория обработки металлов давлением Текст./ М.В. Сторожев, Е.А. Попов. М.: Машиностроение, 1977. -432с.

97. Тимошенко, С.П. Сопротивление материалов Текст./С.П. Тимошенко - М.: Наука, 1965. Т. 1,2.-480с.

98. Тимошенко, С.П. Устойчивость упругих систем Текст./С.П. Тимошенко. М.: ГИТТЛ, 1955. - 568с.

99. Трусов, П.В. Исследование процесса профилирования желобчатых труб Текст./ П.В. Трусов, В.Ю. Столбов, И.А. Крон//Обработка металлов давлением. -Свердловск, 1981. №8. - С.69-73.

100. Хукен, В. Подготовка труб к волочению, способы волочения и оборудование, применяемое при волочении Текст./ В. Хукен // Производство труб. Дюссельдорф, 1975. Пер. с нем. М.: Металлургиздат, 1980. - 286с.

101. Шевакин, Ю.Ф. Вычислительные машины в производстве труб Текст./ Ю.Ф. Шевакин, A.M. Рытиков. М.: Металлургия, 1972. -240с.

102. Шевакин, Ю.Ф. Калибровка инструмента для волочения прямоугольных труб Текст./ Ю.Ф. Шевакин, Н.И. Касаткин// Исследование процессов обработки давлением цветных металлов. -М.: Металлургия, 1971. Вып. №34. - С.140-145.

103. Шевакин, Ю.Ф. Производство труб Текст./ Ю.Ф. Шевакин, А.З. Глей-берг. М.: Металлургия, 1968. - 440с.

104. Шевакин, Ю.Ф. Производство труб из цветных металлов Текст./ Ю.Ф. Шевакин, A.M. Рытиков, Ф.С. Сейдалиев М.: Металлургиздат, 1963. - 355с.

105. Шевакин, Ю.Ф., Рытиков A.M. Повышение эффективности производства труб из цветных металлов Текст./ Ю.Ф. Шевакин, A.M. Рытиков. М.: Металлургия, 1968.-240с.

106. Шокова, Е.В. Калибровка инструмента для волочения прямоугольных труб Текст./ Е.В. Шокова// XIV Туполевские чтения: международная молодежная научная конференция, Казанский гос. техн. ун-т. Казань, 2007. - Том 1. - С. 102103.

107. Шурупов, А.К., Фрейберг М.А. Производство труб экономичных профилей Текст./А.К. Шурупов, М.А.Фрейберг.-Свердловск:Металлургиздат, 1963-296с.

108. Яковлев, В.В. Волочение прямоугольных труб повышенной точности Текст./ В.В. Яковлев, Б.А. Смельницкий, В.А. Балявин и др. //Сталь.-1981.-№6-С.58.

109. Яковлев, В.В. Контактные напряжения при безоправочном волочении труб. Текст./ В.В. Яковлев, В.В. Остряков // Сб.: Производство бесшовных труб. -М.: Металлургия, 1975. -№ 3. -С.108-112.

110. Яковлев, В.В., Волочение прямоугольных труб на подвижной оправке Текст./ В.В. Яковлев, В.А. Шуринов, В.А. Балявин; ВНИТИ. Днепропетровск, 1985. - 6с. - Деп. в Черметинформации 13.05.1985, № 2847.

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

Обратите внимание, представленные выше научные тексты размещены для ознакомления и получены посредством распознавания оригинальных текстов диссертаций (OCR). В связи с чем, в них могут содержаться ошибки, связанные с несовершенством алгоритмов распознавания. В PDF файлах диссертаций и авторефератов, которые мы доставляем, подобных ошибок нет.