Ілляшенко О.В. – доцент кафедри «Будівельна механіка»
Московського державного будівельного університету,
кандидат технічних наук

Дослідження несучої здатності стиснутих пружних тонкостінних стрижнів, що мають початкову загинули і зазнали місцевої втрати стійкості, пов'язане з визначенням редукованого поперечного перерізу стрижня. Основні положення, прийняті для дослідження напружено-деформованого стану в закритій стадії стиснених неідеальних тонкостінних стрижнів, наведені в роботах. У цій статті розглядається закритична поведінка стрижнів, які представляються у вигляді сукупності елементів, що спільно працюють – пластинок з початковою загибеллю, що імітують роботу полиць кутових, таврових і хрестоподібних профілів. Це так звані полиці-пластинки з одним пружно защемленим краєм та іншим вільним (див. рисунок). У роботах така платівка належить до типу ІІ.

Було встановлено , що руйнівне навантаження, що характеризує здатність стрижня, що несе, значно перевищує навантаження Р кр (м) , при якій відбувається місцева втрата стійкості недосконалого профілю. З графіків, представлених у , видно, що деформації поздовжніх волокон по периметру поперечного перерізу в закритій стадії стають вкрай неоднаковими. У волокнах, віддалених від ребер, деформації стиснення при збільшенні навантаження зменшуються, а при навантаженнях, близьких до граничних, через різке викривлення цих волокон внаслідок початкових загибів і зростаючих стрілок поздовжніх напівхвиль, що утворилися після місцевої втрати стійкості, з'являються і інтенсивно зростають розтягування.

Ділянки поперечного перерізу з викривленими поздовжніми волокнами скидають напруги, як би вимикаються з роботи стрижня, послаблюючи ефективний переріз і зменшуючи його твердість. Отже, здатність тонкостінного профілю, що несе, не обмежується місцевою втратою стійкості. Повне навантаження, яке сприймається більш жорсткими (менш викривленими) ділянками поперечного перерізу, може значно перевищувати величину Р кр (м).

Отримаємо ефективний, редукований переріз, виключивши непрацюючі ділянки профілю. Для цього використовуємо вираз для функції напруги Ф k (х,у), що описує напружений стан k пластинки типу II (див. ).

Перейдемо до закритичним напруг σ kх (у напрямку дії зовнішньої стискаючої сили), що визначається в найбільш несприятливому перерізі стрижня (х = 0). Запишемо їх у загальному вигляді:

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

де постійні інтегрування А km (m = 1,2, ..., 6) і стрілки складових придбаних прогинів f kj (j = 1,2) визначаються рішення системи вирішальних рівнянь . Ця система рівнянь включає нелінійні варіаційні рівняння і граничні умови, що описують спільну роботу неідеальних пластинок профілю. Стрілки f koj (j=1,2,…,5) складових початкового прогину k-ї платівки визначаються кожного типу профілю експериментально;
ℓ – довжина стійкості напівхвилі, що утворюється при місцевій втраті;
s – ширина платівки;

β c,d =cs 2 + dℓ 2;

β c,d,j = cs 4 + dℓ 2 s 2 + gℓ 4;

c, d, j – цілі позитивні числа.

Наведену або ефективну ширину редукованого перерізу пластинки-полиці (типу II) позначимо через s п. Для її визначення випишемо умови переходу від дійсного поперечного перерізу стрижня до редукованого:

1. Напруги в поздовжніх волокнах біля початкової грані пластинки (при у=0), що примикає до ребра (див. рисунок), залишаються такими ж, як і отримані за нелінійною теорією (1):

де F 2 kr = f 2 kr +2 f k0r f kr.

Для визначення напруги k2 = k max необхідно підставити в (1) ординату найбільш завантаженого поздовжнього волокна, яка знаходиться з умови: ∂σ kx /∂y=0.

2. Сума внутрішніх зусиль у платівці при переході до редукованого перерізу у напрямку дії стискаючої сили не змінюється:

3. Момент внутрішніх зусиль щодо осі, що проходить через початкову грань (у=0) перпендикулярно площині пластинки, залишається тим самим:

З малюнка очевидно, що

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

Запишемо систему рівнянь для визначення наведеної ширини пластинки s п. Для цього підставимо (1) і (5) в (3) і (4):

де α=πs/ℓ; F kr,ξ = f kr f koξ + f kr f kξ + f kor f kξ;
r, ξ - цілі позитивні числа.

Отримана система рівнянь (6) і (7) дає можливість визначити наведену ширину s п кожної з пластинок-полиць, що складають стислий тонкостінний стрижень, що зазнав місцевої втрати стійкості. Таким чином, дійсний поперечний переріз профілю замінили на редукований.

Запропонована методика є корисною як у теоретичному, так і в практичному плані при розрахунках на несучу здатність стислих попередньо викривлених тонкостінних стрижнів, в яких за експлуатаційними вимогами допустиме місцеве хвилеутворення.

бібліографічний список

1. Ілляшенко А.В., Єфімов І.Б. Напружено-деформований стан після місцевої втрати стійкості стиснутих тонкостінних стрижнів з урахуванням початкової смерті // Будівельні конструкції та матеріали. Захист від корозії. - Уфа: Тр.ін-та НДІпромбуд, 1981. - С.110-119.
2. Ілляшенко О.В. До розрахунку тонкостінних таврових, кутових та хрестоподібних профілів з початковою загибелю // Палеві фундаменти. - Уфа: Зб. наук. тр. Ніїпромбуду, 1983. - С. 110-122.
3. Ілляшенко А.В., Єфімов І.Б. Експериментальне дослідження тонкостінних стібнів із викривленими пластинчастими елементами // Організація та виробництво будівельних робіт. - М.: Центр.Бюро н.-т. інформації Мінпромбуду, 1983.

480 руб. | 150 грн. | 7,5 дол. ", MOUSEOFF, FGCOLOR, "#FFFFCC", BGCOLOR, "#393939");" onMouseOut="return nd();"> Дисертація - 480 руб., доставка 10 хвилин, цілодобово, без вихідних та свят

Холкін Євген Геннадійович. Дослідження місцевої стійкості тонкостінних трапецієподібних профілів при поздовжньо-поперечному вигині: дисертація... кандидата технічних наук: 01.02.06 / Холкін Євген Геннадійович; [Місце захисту: Ом. держ. техн. ун-т]. – Омськ, 2010. – 118 с.: іл. РДБ ОД, 61 10-5/3206

Вступ

1. Огляд досліджень стійкості стислих пластинчастих елементів конструкцій 11

1.1. Основні визначення та методи дослідження стійкості механічних систем 12

1.1.1 Алгоритм дослідження стійкості механічних систем статичним методом 16

1.1.2. Статичний підхід Методи: Ейлера, неідеальностей, енергетичний 17

1.2. Математична модель та основні результати аналітичних досліджень стійкості за Ейлером. Коефіцієнт стійкості 20

1.3. Методи дослідження стійкості пластинчастих елементів та конструкцій з них 27

1.4. Інженерні методи розрахунку пластин та складових пластинчастих елементів. Поняття про метод редукування 31

1.5. Численні дослідження стійкості по Ейлеру методом кінцевих елементів: можливості, переваги та недоліки 37

1.6. Огляд експериментальних досліджень стійкості пластин та складових пластинчастих елементів 40

1.7. Висновки та завдання теоретичних досліджень стійкості тонкостінних трапецієподібних профілів 44

2. Розробка матеметичних моделей та алгоритмів розрахунку стійкості тонкостінних пластинчастих елементів трапецієподібних профілів :47

2.1. Поздовжньо-поперечний вигин тонкостінних пластинчастих елементів трапецієподібних профілів 47

2.1.1. Постановка завдання, основні припущення 48

2.1.2. Математична модель у звичайних диференціальних рівняннях. Граничні умови, метод неідеальності 50

2.1.3. Алгоритм чисельного інтегрування, визначення критичних на

напруг і його реалізація в MS Excel 52

2.1.4. Результати розрахунків та їх порівняння з відомими рішеннями 57

2.2. Розрахунок критичної напруги для окремого пластинчастого елемента

у складі профілю ^..59

2.2.1. Модель, що враховує пружне сполучення пластинчастих елементів профілю. Основні припущення та завдання чисельного дослідження 61

2.2.2. Чисельне дослідження жорсткості сполучення та апроксимація результатів 63

2.2.3. Чисельне дослідження довжини напівхвилі втрати стійкості при першому критичному навантаженні та апроксимація результатів 64

2.2.4. Обчислення коефіцієнта к(/Зх,/32). Апроксимація результатів розрахунку (A,/?2) 66

2.3. Оцінка адекватності розрахунків зіставленням з чисельними рішеннями методом кінцевих елементів та відомими аналітичними рішеннями 70

2.4. Висновки та завдання експериментального дослідження 80

3. Експериментальні дослідження на місцеву стійкість тонкостінних трапецієподібних профілів 82

3.1. Опис дослідних зразків та експериментальної установки 82

3.2. Випробування зразків 85

3.2.1. Методика та зміст випробувань Г..85

3.2.2. Результати випробувань зразків на стиск 92

3.3. Висновки 96

4. Облік місцевої стійкості в розрахунках несучих конструкцій з тонкостінних трапецієподібних профілів при плоскому поздовжньо-поперечному вигині 97

4.1. Обчислення критичної напруги місцевої втрати стійкості пластинчастих елементів і граничної товщини тонкостінного трапецієподібного профілю 98

4.2. Область допустимих навантажень без урахування місцевої втрати стійкості 99

4.3. Коефіцієнт редукування 101

4.4. Облік місцевої втрати стійкості та редукування 101

Висновки 105

бібліографічний список

Введення в роботу

Актуальність роботи.

Створення легких, міцних та надійних конструкцій є актуальним завданням. Одна з основних вимог у машинобудуванні та будівництві - зниження металомісткості. Це призводить до того, що елементи конструкцій повинні розраховуватися за точнішими визначальними співвідношеннями, що враховують небезпеку як загальної, так і місцевої втрати стійкості.

Один із шляхів вирішення задачі мінімізації ваги - застосування високотехнологічних тонкостінних трапецієподібних прокатних профілів (ТТП). Профілі виготовляються шляхом прокатки тонколистової сталі завтовшки 0,4...1,5 мм у стаціонарних умовах або безпосередньо на монтажному майданчику як плоскі або арочні елементи. Конструкції із застосуванням несучих аркових покриттів з тонкостінного трапецієподібного профілю відрізняються легкістю, естетичним виглядом, простотою монтажу та іншими перевагами в порівнянні з традиційними видами покриттів.

Основний вид навантаження профілю - поздовжньо-поперечний вигин. Тон-

jfflF dMF" кі пластинчасті елементи

профілю, що випробовують
стиснення в серединний плос
кістки, можуть втрачати місця
ну стійкість. Місцева
втрата стійкості

Рис. 1. Приклад місцевої втрати стійкості

Ям,

^J

Рис. 2. Схема редукованого перерізу профілю

(МПУ) спостерігається на обмежених ділянках по довжині профілю (рис. 1) при значно менших навантаженнях, ніж загальна втрата стійкості та напруги, порівнянних з допустимими. При МПУ окремий стислий пластинчастий елемент профілю повністю або частково перестає сприймати навантаження, яке перерозподіляється між іншими пластинчастими елементами перерізу профілю. При цьому в перетині, де відбулася МПУ, напруга не обов'язково перевищує допустиму. Це називається редукуванням. Редукування

полягає у зменшенні, порівняно з реальною, площі поперечного перерізу профілю при зведенні до ідеалізованої розрахункової схеми (рис.2). У зв'язку з цим розробка та впровадження інженерних методів обліку місцевої втрати стійкості пластинчастих елементів тонкостінного трапецієподібного профілю є актуальним завданням.

Питаннями стійкості пластин займалися видатні вчені: Б.М. Бро-Уде, Ф. Блейх, Я. Брудка, І.Г. Бубнов, В.З. Власов, А.С. Вольмір, А.А. Іллюшин, Майлс, Мелан, Я.Г. Панівка, СП. Тимошенко, Саутвелл, Е. Стоуел, Уіндерберг, Хвалла та інші. Інженерні підходи до аналізу критичної напруги при місцевій втраті стійкості розроблені в працях Е.Л. Айрумяна, Бургграфа, А.Л. Васильєва, Б.Я. Володарського, М.К. Глоумана, Калдвелла, В.І. Кліманова, В.Г. Крохальова, Д.В. Марцінкевича, Є.А. Пав-лінової, А.К. Перцева, Ф.Ф. Тамплона, С.А. Тимашова.

У зазначених інженерних методиках розрахунку для профілів із перетином складної форми небезпека МПУ практично не враховується. На стадії ескізного проектування конструкцій з тонкостінних профілівважливо мати простий апарат з метою оцінки несучої здатності конкретного типорозміру. У зв'язку з цим існує потреба у розробці інженерних методів розрахунку, що дозволяють у процесі проектування конструкцій із тонкостінних профілів оперативно оцінювати їхню несучу здатність. Перевірочний розрахунок несучої здатності конструкції з тонкостінного профілю може бути зроблений за допомогою уточнених методів із застосуванням існуючих програмних продуктів та за необхідності скоригований. Така двоступінчаста система розрахунку несучої здатності конструкцій із тонкостінних профілів найбільш раціональна. Тому розробка та впровадження інженерних методів розрахунку несучої здатності конструкцій із тонкостінних профілів з урахуванням місцевої втрати стійкості пластинчастих елементів є актуальним завданням.

Мета дисертаційної роботи: дослідження місцевої втрати стійкості в пластинчастих елементах тонкостінних трапецієподібних профілів при їх поздовжньо-поперечному згині та розробка інженерної методики розрахунку несучої здатності з урахуванням місцевої стійкості.

Для досягнення мети поставлено такі Завдання дослідження.

Поширення аналітичних рішень стійкості стиснутих прямокутних пластин на систему сполучених пластин у складі профілю.

Чисельне дослідження математичної моделі місцевої стійкості профілю та отримання адекватних аналітичних виразів для мінімальної критичної напруги МПУ пластинчастого елемента.

Експериментальна оцінка ступеня редукування у перерізі тонкостінного профілю при місцевій втраті стійкості.

Розробка інженерної методики перевірочного та проектного розрахунку тонкостінного профілю з урахуванням місцевої втрати стійкості.

Наукова новизна роботи полягає у розробці адекватної математичної моделі місцевої втрати стійкості для окремого пластинчастого

елемента у складі профілю та отримання аналітичних залежностей для розрахунку критичних напруг.

Обґрунтованість та достовірність отриманих результатів забезпечується базуванням на фундаментальних аналітичних рішеннях завдання стійкості прямокутних пластин, коректним застосуванням математичного апарату, достатнім для практичних розрахунків збігом з результатами розрахунків МКЕ та експериментальними дослідженнями.

Практична значимість полягає у розробці інженерної методики розрахунків несучої здатності профілів з урахуванням місцевої втрати стійкості. Результати роботи впроваджено у ТОВ «Монтажпроект» у вигляді системи таблиць та графічних уявлень областей допустимих навантажень для всього сортаменту профілів, що враховуються місцевою втратою стійкості, і використовуються для попереднього вибору типу та товщини матеріалу профілю для конкретних конструктивних рішень та видів навантаження.

Основні положення, що виносяться на захист.

Математична модель плоского вигину та стиснення тонкостінного профілю як системи сполучених пластинчастих елементів та методика визначення на її основі критичних напруг МПУ у сенсі Ейлера.

Аналітичні залежності для обчислення критичної напруги місцевої втрати стійкості для кожного пластинчастого елемента профілю при плоскому поздовжньо-поперечному згині.

Інженерна методика перевірочного та проектного розрахунку тонкостінного трапецієподібного профілю з урахуванням місцевої втрати стійкості. Апробація роботи та публікації.

Основні положення дисертації доповідають та обговорені на науково-технічних конференціях різного рівня: Міжнародний конгрес «Машини, технології та процеси у будівництві» присвячений 45-річчю факультету «Транспортні та технологічні машини» (Омськ, Сібаді, 6-7 грудня 2007р.); Всеросійська науково – технічна конференція, «РОСІЯ МОЛОДА: передові технології – у промисловість» (Омськ, Ом-ГТУ, 12-13 листопада 2008р.).

Структура та обсяг роботи. Дисертація викладена на 118 сторінках тексту, складається із вступу, 4 розділів та одного додатка, містить 48 малюнків, 5 таблиць. Список літератури включає 124 найменування.

Математична модель та основні результати аналітичних досліджень стійкості за Ейлером. Коефіцієнт стійкості

Будь-який інженерний проект спирається на вирішення диференціальних рівнянь математичної моделі руху та рівноваги механічної системи. Упорядкування проекту конструкції, механізму, машини супроводжується деякими допусками виготовлення, надалі - неидеально-стями. Неідеальності можуть виникати і при експлуатації у вигляді вм'ятин, зазорів внаслідок зношування та інших факторів. Усі варіанти зовнішніх впливів неможливо передбачити. Конструкція змушена працювати під впливом випадкових сил, що обурюють, які не враховані в диференціальних рівняннях.

Чи не враховані в математичній моделі фактори - неідеальності, випадкові сили або обурення можуть вносити серйозні корективи в отримані результати.

Розрізняються незбурне стан системи - розрахунковий стан при нульових обуреннях, і обурене - що утворилося внаслідок збурень.

В одному випадку внаслідок обурення не відбувається істотної зміни рівноважного положення конструкції або її рух мало відрізняється від розрахункового. Такий стан механічної системи називають стійким. В інших випадках рівноважне становище або характер руху суттєво відрізняється від розрахункового, такий стан називається нестійким.

Теорія стійкості руху та рівноваги механічних систем займається встановленням ознак, що дозволяють судити, чи буде розглядуваний рух або рівновага стійким чи нестійким.

Типовою ознакою переходу системи із стійкого стану в нестійкий є досягнення деяким параметром значення, що називається критичним – критична сила, критична швидкість тощо.

Поява неідеальностей чи впливу неврахованих сил неминуче призводять до руху системи. Тому у випадку слід досліджувати стійкість руху механічної системи при збуреннях. Такий підхід до дослідження стійкості називається динамічним, а відповідні методи дослідження – динамічними.

У практиці часто досить обмежитися статичним підходом, тобто. статичними методами дослідження сталості. У цьому випадку досліджується кінцевий результат обурення - нове положення рівноваги механічної системи і ступінь його відхилення від розрахункового, незбуреного положення рівноваги.

Статична постановка завдання передбачає не розглядати сили інерції та параметр часу. Така постановка задачі часто дозволяє перевести модель із рівнянь математичної фізики у звичайні диференціальні рівняння. Це значно спрощує математичну модель і полегшує аналітичне дослідження стійкості.

Позитивний результат аналізу стійкості рівноваги статичним методом який завжди гарантує динамічну стійкість. Однак для консервативних систем статичний підхід при визначенні критичних навантажень і нових станів рівноваги призводить точно до таких же результатів, що і динамічний.

У консервативній системі робота внутрішніх та зовнішніх сил системи, що здійснюється при переході з одного стану в інший, визначається лише цими станами і не залежить від траєкторії руху.

Поняття «система» поєднує деформовану конструкцію та навантаження, поведінка яких має бути задана. Звідси випливають дві необхідні і достатні умови консервативності системи: 1) пружність деформируемой конструкції, тобто. оборотність деформацій; 2) консервативність навантаження, тобто. незалежність здійснюваної їй роботи від траєкторії. У деяких випадках статичний метод дає задовільні результати для неконсервативних систем.

Для наочності вищесказаного розглянемо кілька прикладів з теоретичної механіки та опору матеріалів.

1. Куля вагою Q перебуває у поглибленні опорної поверхні (рис. 1.3). При дії збурюючої сили 5Р Q sina положення рівноваги кулі змінюється, тобто. воно стійке.

При короткочасному дії сили 5Р Q sina не враховуючи тертя кочення можливий перехід у нове положення рівноваги чи коливання навколо вихідного становища рівноваги. При обліку тертя коливальний рух буде загасаючим, тобто стійким. Статичний підхід дозволяє визначити лише критичне значення збурюючої сили, що дорівнює: Ркр = Q sina. Характер руху при перевищенні критичного значення впливу, що обурює, і критичну тривалість впливу можна аналізувати тільки динамічними методами.

2. Стрижень завдовжки/стислий силою Р (рис. 1.4). З опору матеріалів з урахуванням статичного способу відомо, що з навантаженні не більше пружності існує критичне значення стискаючої сили.

Розв'язання цього завдання зі стежить силою, напрям якої збігається з напрямом дотичної у точці докладання, статичним методом призводить до висновку про абсолютну стійкість прямолінійної форми рівноваги.

Математична модель у звичайних диференціальних рівняннях. Граничні умови, метод неідеальностей

Інженерний аналіз поділяється на дві категорії: класичні та чисельні методи. Класичними методами намагаються вирішувати завдання розподілу полів напружень та деформацій безпосередньо, формуючи системи диференціальних рівнянь виходячи з фундаментальних принципів. Точне рішення, якщо вдається отримати рівняння у замкнутій формі, можливе лише для найпростіших випадків геометрії, навантажень та граничних умов. Досить широке коло класичних завдань можна вирішити з допомогою наближених рішень систем диференціальних рівнянь. Ці рішення мають форму рядів, де молодші члени відкидаються після дослідження збіжності. Як і точні рішення, наближені вимагають регулярної геометричної форми, простих граничних умов та зручного застосування навантажень. Відповідно, ці рішення не можуть бути застосовані до більшості практичних завдань. Принципова перевага класичних методів у тому, що вони забезпечують глибоке розуміння досліджуваної проблеми. За допомогою чисельних методів може бути досліджено ширше коло проблем. До чисельних методів належать: 1) енергетичний метод; 2) метод граничних елементів; 3) метод кінцевих різниць; 4) метод кінцевих елементів.

Енергетичні методи дозволяють знаходити мінімум вирази для повної потенційної енергії конструкції по всій заданій області. Цей підхід добре працює лише при вирішенні певних завдань.

Метод граничних елементів апроксимує функції, що задовольняють розв'язувану систему диференціальних рівнянь, але не граничні умови. Розмірність завдання знижується, оскільки елементи становлять лише межі моделюється області. Однак застосування цього методу вимагає знання фундаментального рішення системи рівнянь, яке важко отримати.

Метод кінцевих різниць перетворює систему диференціальних рівнянь та граничні умови у відповідну систему алгебраїчних рівнянь. Цей метод дозволяє вирішувати завдання аналізу конструкцій зі складною геометрією, граничними умовами та комбінованими навантаженнями. Однак метод кінцевих різниць часто виявляється занадто повільним через те, що вимога регулярної сітки на всій області, що досліджується, призводить до систем рівнянь дуже високих порядків.

Метод кінцевих елементів може поширюватися практично на необмежений клас завдань завдяки тому, що він дозволяє використовувати елементи простих та різних формдля отримання розбиття. Розміри кінцевих елементів, які можуть бути скомбіновані для отримання наближення до будь-яких нерегулярних кордонів, іноді розрізняються в десятки разів. Допускається додаток навантаження довільного вигляду до елементів моделі, а також накладання закріплення будь-якого типу на них. Основною проблемою стає збільшення витрат отримання результату. За спільність рішення доводиться платити втратою інтуїції, оскільки кінцево-елементне рішення - це, по суті, безліч чисел, які можна застосовувати лише до конкретної задачі, поставленої за допомогою кінцево-елементної моделі. Зміна будь-якого істотного аспекту моделі зазвичай вимагає повного повторного вирішення завдання. Однак це несуттєва ціна, оскільки метод кінцевих елементів часто є єдино можливим способом її вирішення. Метод застосовний до всіх класів проблем розподілу полів, які включають аналіз конструкцій, перенесення тепла, перебіг рідини і електромагнетизм. До недоліків чисельних методів можна віднести: 1) висока вартість програм кінцевого елементного аналізу; 2) довге навчання роботі з програмою та можливість повноцінної роботи лише висококваліфікованого персоналу; 3) досить часто неможливо перевірити шляхом фізичного експерименту правильність результату рішення, отриманого методом кінцевих елементів, у тому числі у нелінійних задачах. т Огляд експериментальних досліджень стійкості пластин та складових пластинчастих елементів

Профілі, що застосовуються в даний час для будівельних конструкцій, виготовляють з металевих листів товщиною від 0,5 до 5 мм і тому вважаються тонкостінними. Їхні грані можуть бути як плоскими, так і криволінійними.

Головна особливість роботи тонкостінних профілів полягає в тому, що грані з високим значенням відношення ширини до товщини відчувають при навантаженні великі деформації витріщання. Особливо інтенсивне зростання прогинів спостерігається тоді, коли величина напруг, що діють у межі, наближається до критичного значення. Відбувається втрата місцевої стійкості, прогини стають порівнянними з товщиною грані. Внаслідок цього поперечний переріз профілю сильно спотворюється.

У літературі про стійкість платівок особливу увагу займають роботи російського вченого СП. Тимошенко. Йому належить заслуга у створенні енергетичного способу вирішення завдань пружної стійкості. Використовуючи цей спосіб, СП. Тимошенко дала теоретичне вирішення завдань стійкості пластинок навантажених у серединній площині за різних граничних умов. Теоретичні рішення були перевірені серією випробувань вільно опертих пластин при рівномірному стисканні. Випробування підтвердили теорію.

Оцінка адекватності розрахунків зіставленням з чисельними рішеннями методом кінцевих елементів та відомими аналітичними рішеннями

Для перевірки достовірності одержаних результатів було проведено чисельні дослідження методом кінцевих елементів (МКЕ). Останнім часом чисельні дослідження МКЕ знаходять все більш широке застосування з об'єктивних причин, таких як відсутність тестових завдань, неможливість дотримання всіх умов при випробуваннях на зразках. Численні методи дозволяють проводити дослідження за «ідеальних» умов, мають мінімальну похибку, що практично не реалізується при реальних випробуваннях. Численні дослідження проводились у програмі ANSYS.

Численні дослідження проводилися із зразками: прямокутна пластина; П-подібний і трапецієподібний елемент профілю, що має поздовжній зиг і без зига; аркуш профілю (рис.2.11). Розглядалися зразки завтовшки 0,7; 0,8; 0,9 та 1мм.

До зразків (рис.2.11) по торцях прикладалася рівномірне стискає навантаження сгсж з подальшим збільшенням на крок Дет. Навантаженню, що відповідає місцевій втраті стійкості плоскої форми, відповідала величина критичної стискаючої напруги сгкр. Потім за формулою (2.24) обчислювався коефіцієнт стійкості &(/?і,/?г) і порівнювався зі значенням таблиці 2.

Розглянемо прямокутну пластинку довжиною а = 100 мм і шириною 6 = 50 мм, стиснуту по торцях рівномірним навантаженням, що стискає. У першому випадку пластинка має шарнірне закріплення по контуру, у другому - жорстке загортання по бокових гранях і шарнірне закріплення по торцях (рис.2.12).

У програмі ANSYS до торцевих граней прикладалося рівномірне стискаюче навантаження, визначалося критичне навантаження, напруга та коефіцієнт стійкості &(/?],/?2) платівки. При шарнірному закріпленні по контуру пластинка втрачала стійкість за другою формою (спостерігалося дві випучини) (рис. 2.13). Потім порівнювалися коефіцієнти стійкості до,/32) платівки, знайдені чисельним та аналітичним шляхом. Результати розрахунків представлені у таблиці 3.

З таблиці 3 видно, що різниця результатів аналітичного та чисельного рішеннястановила менше 1%. Звідси прийшли до висновку, що запропонований алгоритм дослідження на стійкість можна застосовувати при розрахунку критичних навантажень для складніших конструкцій.

Для поширення запропонованої методики розрахунку місцевої стійкості тонкостінних профілів на загальний випадок навантаження в програмі ANSYS проведено чисельні дослідження для з'ясування, як впливає характер стискаючого навантаження на коефіцієнт к(у). Результати досліджень подано графіком (рис. 2.14).

Наступним етапом перевірки запропонованої методики розрахунку стало дослідження окремого елемента профілю (рис.2.11 б, в). Він має шарнірне закріплення по контуру і стиснутий по торцях рівномірним стискаючим навантаженням УСЖ (рис. 2.15). Зразок досліджували на стійкість у програмі ANSYS та за пропонованою методикою. Після цього порівнювали отримані результати.

При створенні моделі в програмі ANSYS для рівномірності розподілу стискаючого навантаження по торцю, тонкостінний профіль поміщали між двома товстими пластинами і до них прикладали навантаження, що стискає.

Результат дослідження в програмі ANSYS елемента П-подібного профілю зображений на малюнку 2.16, на якому видно, що в першу чергу втрата місцевої стійкості настає у найширшої пластинки.

Область допустимих навантажень без урахування місцевої втрати стійкості

Для несучих конструкцій з високотехнологічних тонкостінних трапецієподібних профілів розрахунок ведеться за методами напруг, що допускаються. Пропонується інженерна методика обліку місцевої втрати стійкості при розрахунках несучої здатності конструкцій з тонкостінного трапецієподібного профілю. Методика реалізована в MS Excel, доступна для широкого застосування і може бути основою для відповідних доповнень до нормативних документів щодо розрахунку тонкостінних профілів. Вона будується на базі досліджень та отриманих аналітичних залежностей для розрахунку критичних напружень місцевої втрати стійкості пластинчастих елементів тонкостінного трапецієподібного профілю. Завдання поділяється на три складові: 1) визначення мінімальної товщини профілю (граничної t \ при якій немає необхідності враховувати місцеву втрату стійкості в даному типі розрахунку; 2) визначення області допустимих навантажень тонкостінного трапецієподібного профілю, усередині якої забезпечується несуча здатність без місцевої втрати стійкості; 3) визначення області допустимих значень NuM, усередині якої забезпечується несуча здатність при місцевій втраті стійкості одного або декількох пластинчастих елементів тонкостінного трапецієподібного профілю (з урахуванням редукування перерізу профілю).

При цьому вважається, що методами опору матеріалів або будівельної механіки отримана залежність згинального моменту від поздовжньої сили M=f(N) для конструкції, що розраховується (рис.2.1). Відомі допустимі напруги [т] і межа плинності матеріалу смт, а також залишкові напруги сгості в пластинчастих елементах. У розрахунках після місцевої втрати стійкості застосовано метод «редукування». За втрати стійкості виключається 96% ширини відповідного пластинчастого елемента.

Обчислення критичних напруг місцевої втрати стійкості пластинчастих елементів та граничної товщини тонкостінного трапецієподібного профілю Тонкостінний трапецієподібний профіль розбивається на сукупність пластинчастих елементів, як показано на рис.4.1. При цьому кут взаємного розташування сусідніх елементів не впливає на величину критичної напруги місцевої.

Профіль Н60-845 CURVED втрати стійкості. Допускається заміна криволінійних гофрів прямолінійними елементами. Критичні стискаючі напруги місцевої втрати стійкості в сенсі Ейлера для окремого/-го пластинчастого елемента тонкостінного трапецієподібного профілю шириною bt при товщині t, модулі пружності матеріалу Е та коефіцієнті Пуассона ju в пружній стадії навантаження визначаються за формулою

Коефіцієнти к(рх,Р2) і k(v) враховують відповідно вплив жорсткості прилеглих пластинчастих елементів та характер розподілу стискаючих напруг по ширині пластинчастого елемента. Значення коефіцієнтів: к(рх, Р2) визначається за таблицею 2, або обчислюється за формулою

Нормальні напруги пластинчастому елементі визначаються в центральних осях відомою формулою опору матеріалів. Область допустимих навантажень без урахування місцевої втрати стійкості (рис. 4.2) визначається виразом і є чотирикутником, де J - момент інерції перерізу періоду профілю при вигині, F- площа перерізу періоду профілю, утах і Утіп - координати крайніх точок перерізу профілю (рис. 4.1).

Тут площа перерізу профілю F і момент інерції перерізу J обчислюються для періодичного елемента довжиною L, а поздовжня сила iV і момент згинання М' профілі відносяться до L.

Несуча здатність забезпечується при попаданні кривої фактичних навантажень M=f(N) у область значень допустимих навантажень з відрахуванням області місцевої втрати стійкості (рис.4.3). Рис. 4.2. Область допустимих навантажень без урахування місцевої втрати стійкості

Втрата місцевої стійкості однієї з полиць призводить до її часткового виключення із сприйняття робочих навантажень – редукування. Ступінь редукування враховується коефіцієнтом редукування

Несуча здатність забезпечується при попаданні кривої фактичних навантажень у область значень допустимих навантажень за вирахуванням області навантажень місцевої втрати стійкості. При менших товщинах лінія місцевої втрати стійкості зменшує область допустимих навантажень. Місцева втрата стійкості не можлива у разі, якщо крива фактичних навантажень розміщується у зменшеній області. При виході кривої фактичних навантажень за лінію мінімального значення критичної напруги місцевої втрати стійкості необхідно перебудувати область допустимих навантажень з урахуванням редукування профілю, що визначається виразом

Прокатування труб з метою зменшення їх діаметра (редукування) дуже широко застосовують майже у всіх цехах з виробництва гарячекатаних труб, а також при виготовленні труб зварюванням. Це тим, що отримання труб малих розмірів зазвичай пов'язані з відчутними втратами продуктивності трубопрокатних чи трубозварювальних агрегатів і, отже, з подорожчанням продукції. Крім того, в деяких випадках, наприклад, прокатка труб діам. менше 60-70 мм або труб з дуже великою товщиною стінки і невеликим внутрішнім отвором утруднена, тому що вимагає застосування оправок занадто малого діаметра.

Редукування здійснюється після додаткового нагріву (або підігріву) труб до 850-1100 ° С прокаткою їх на безперервних багатоклітинних станах (з числом клітей до 24) без застосування внутрішнього інструменту (оправлення). Залежно від прийнятої системи роботи цей процес може протікати зі збільшенням товщини стінки або її зменшенням. У першому випадку прокатку ведуть без натягу (або дуже незначним натягом); а в другому – з великим натягом. Другий випадок, як більш прогресивний, набув поширення в останнє десятиліття, оскільки дозволяє здійснювати значно більшу редукцію, а зменшення товщини стінки при цьому розширює сортамент труб, що прокочуються, більш економічними - тонкостінними трубами.

Можливість потонання стінки при редукуванні дозволяє отримувати на основному трубопрокатному агрегаті труби з більшою товщиною стінки (іноді на 20-30%). Це значно підвищує продуктивність агрегату.

Разом з тим у багатьох випадках зберіг своє значення і старіший принцип роботи – вільне редукування без натягу. В основному це стосується випадків редукування порівняно товстостінних труб, коли навіть при великих натягах помітно зменшити товщину стінки стає скрутним. Слід зазначити, що у багатьох трубопрокатних цехах встановлені редукційні стани, розраховані на вільну прокатку. Ці стани ще тривалий час експлуатуватимуться і, отже, редукування без натягу широко застосовуватиметься.

Розглянемо, як змінюється товщина стінки труби при вільному редукуванні, коли відсутні осьові зусилля натягу або підпору, а схема напруженого стану характеризується напругою, що стискає. Ст JI. Колмогоров та А. 3. Глейберг, виходячи з того, що дійсна зміна стінки відповідає мінімальній роботі деформації, та використовуючи принцип можливих переміщень, дали теоретичне визначення зміни товщини стінки при редукуванні. При цьому було зроблено припущення, що нерівномірність деформації істотно не впливає на зміну товщини стінки, а сили зовнішнього тертя не враховували, оскільки вони значно менші від внутрішніх опорів. На 89 показані криві зміни товщини стінки від початкової SQ до заданої S для малозміцнювальних сталей залежно від ступеня редукування від вихідного діаметра DT0 до кінцевого DT (відношення DT/DTO) і геометричного фактора-тонкостей труб (відношення S0/DT0).

При малих ступенях редукування опір поздовжньому витіканню виявляється більше опору витіканню всередину, що спричиняє потовщення стінки. Зі зростанням величини деформації інтенсивність потовщення стінки зростає. Однак водночас зростає і опір спливу всередину труби. При певній величині редукування потовщення стінки досягає свого максимуму і подальше збільшення ступеня редукування призводить до більш інтенсивного зростання опору до закінчення всередину і в результаті потовщення починає зменшуватися.

Тим часом, зазвичай відома тільки товщина стінки готової проредукованої труби і при використанні цих кривих доводиться задаватися шуканим значенням, тобто користуватися методом послідовного наближення.

Характер зміни товщини стінки різко змінюється, якщо процес здійснюватиме з натягом. Як зазначалося, наявність і величина осьових напруг характеризуються швидкісними умовами деформації на безперервному стані, показником яких є коефіцієнт кінематичного натягу.

При редукуванні з натягом умови деформації кінців труб відрізняються умовами деформації середини труби, коли процес прокатки вже стабілізувався. У процесі заповнення табору або при виході труби зі стану кінці труби сприймають лише частину натягу, а прокатка, наприклад, у першій кліті до моменту заходу труби в другу кліть, взагалі проходить без натягу. В результаті кінці труб завжди товщають, що є недоліком процесу редукування з натягом.

Величина обрізу може бути дещо меншою за довжину потовщеного кінця через використання плюсового допуску на товщину стінки. Наявність потовщених кінців значною мірою впливає економічність процесу редукування, оскільки ці кінці підлягають обрізці і є неповоротними витратами виробництва. У зв'язку з цим процес прокатки з натягом застосовують тільки у разі отримання після редукування труб довжиною більше 40-50 м, коли відносні втрати в обріз знижуються до рівня, характерного для будь-якого іншого способу прокатки.

Наведені методи розрахунку зміни товщини стежки дозволяють зрештою визначати коефіцієнт витяжки як випадку вільного редукування, так випадку прокатки з натягом.

При обтисканні, що дорівнює 8-10%, і за коефіцієнта пластичного натягу 0,7-0,75 величина пробуксовки характеризується коефіцієнтом ix = 0,83-0,88.

З розгляду формул (166 і 167) неважко помітити, як точно повинні дотримуватися швидкісні параметри в кожній кліті, щоб прокатка протікала за розрахунковим режимом.

Груповий привід валків у редукційних станах старої конструкції має постійне співвідношення числа обертів валків у всіх клітинах, які тільки в окремому випадку для труб одного розміру можуть відповідати режиму вільної прокатки. Редукування труб всіх інших розмірів відбуватиметься з іншими витяжками, отже, вільний режим прокатки не витримуватиметься. Майже в таких станах завжди процес протікає з невеликим натягом. Індивідуальний привід валків кожної кліті з тонким регулюванням швидкості дозволяє створювати різні режими натягу, в тому числі і режим вільної прокатки.

Оскільки переднє та заднє натяги створюють моменти, спрямовані у різні боки, то загальний моментобертання валків у кожній кліті може зростати чи зменшуватися залежно від співвідношення зусиль переднього та заднього натягу.

Щодо цього умови, в яких знаходяться початкові та останні 2-3 кліті, неоднакові. Якщо момент прокатки в перших клітинах у міру проходження труби в наступних клітинах зменшується за рахунок натягу, то момент прокатки в останніх клітинах, навпаки, повинен бути вищим, оскільки ці кліті відчувають в основному заднє натяг. І лише в середніх клітях у зв'язку з близькими значеннями переднього і заднього натягу момент прокатки при режимі, що встановився, мало відрізняється від розрахункового. При розрахунку на міцність вузлів приводу стану, що працює з натягом, необхідно мати на увазі, що момент прокатки короткочасно, але дуже різко зростає в період захоплення труби валками, що пояснюється великою різницею в швидкостях труби і валків. Виникаюча при цьому пікова навантаження, що перевищує інколи в кілька разів (особливо при редукуванні з великим натягом), може спричинити поломки механізму приводу. Тому при розрахунках це пікове навантаження враховують запровадженням відповідного коефіцієнта, що приймається рівним 2-3.

ДИПЛОМНА РОБОТА НА ТЕМУ:

Виробництво труб

1. СОРТАМЕНТ І ВИМОГИ НОРМАТИВНОЇ ДОКУМЕНТАЦІЇ ДО ТРУБ

1.1 Сортамент труб

ВАТ "КресТрубЗавод" є одним з найбільших виробників трубної продукції в нашій країні. Його продукція успішно продається як у країні так і за кордоном. Продукція, що випускається на заводі, відповідає вимогам вітчизняних і зарубіжних стандартів. Міжнародні сертифікати якості видані такими організаціями як американський нафтовий інститут (API), німецький сертифікаційний центр TUV – Рейленд.

Цех Т-3 є одним із основних цехів підприємства, що випускається ним продукція відповідає стандартам представленим у табл. 1.1.

Таблиця 1.1 - Стандарти труб, що виготовляються

У цеху виробляються труби з вуглецевих, легованих та високо легованих марок сталей діаметром D=28-89мм та товщиною стінки S=2,5-13мм.

В основному цех спеціалізується на випуску насосно-компресорних труб, труб загального призначення та труб призначених для подальшого холодного переділу.

Механічні властивості труб, що випускаються, повинні відповідати зазначеним у табл. 1.2.

1.2 Вимога нормативної документації

Виробництво труб у цеху Т-3 КресТрубЗавод ведеться за різними нормативним документамтаким як ДЕРЖСТАНДАРТ, API, DIN, NFA, ASTM та іншим. Розглянемо вимоги DIN 1629.

1.2.1Сортамент

Цей стандарт поширюється на безшовні круглі труби з нелегованих сталей. Хімічний склад сталей використовуваних для труб наведено в табл.1.3.

Таблиця 1.2 – Механічні властивості труб

Таблиця 1.3 – Хімічний склад сталей

Труби виготовлені за цим стандартом застосовуються насамперед у різних апаратах при виготовленні резервуарів та прокладання трубопроводів, а також у загальному машинобудуванні та приладобудуванні.

Розміри та граничні відхилення труб наведені в табл.1.4., табл.1.5., табл.1.6.

Довжина труби визначається відстанню між її торцями. Види довжини труб наведено у табл.1.4.

Таблиця 1.4 - Види довжини та допустимі відхилення довжини

Таблиця 1.5 - Допустимі відхилення діаметра

Таблиця 1.6 - Допустимі відхилення товщини стінки

Труби мають бути якомога круглішими. Відхилення від округлості повинне лежати в межах допустимих відхилень зовнішнього діаметра.

Труби повинні бути прямими на око, у разі потреби можуть бути встановлені спеціальні вимоги до прямизни.

Труби повинні бути обрізані перпендикулярно до осі труби і не повинні мати задирки.

Значення для лінійних мас (ваги) наведено у стандарті DIN 2448. Допускаються такі відхилення від цих значень:

для окремої труби + 12% - 8%,

для постачання вагою не менше 10т +10% -5%.

У стандартному позначенні для труб відповідних DIN 1629 вказується:

Назва (труба);

Основний номер розмірного стандарту DIN (DIN 2448);

Основні розміри труби (зовнішній діаметр × товщина стінки);

Основний номер технічних умов постачання (DIN 1629);

Скорочене найменування марки стали.

Приклад умовного позначення труби DIN 1629 із зовнішнім діаметром 33,7 мм і товщиною стінки 3,2 мм зі сталі St 37.0:

Труба DIN 2448-33,7×3,2

DIN 1629-St 37.0.

1.2.2 Технічні вимоги

Труби повинні виготовлятися відповідно до вимог стандарту та за технологічними регламентами, затвердженими в установленому порядку.

На зовнішній та внутрішній поверхні труб і муфт не повинно бути полон, раковин, заходів сонця, розшарування, тріщин і пісочин.

Допускається вирубування та зачищення зазначених дефектів за умови, що їх глибина не перевищує граничного мінусового відхилення по товщині стінки. Заварювання, зачеканка або закладення дефектних місць не допускається.

У місцях, де товщина стінки може бути виміряна безпосередньо, глибина дефектних місць може перевищувати зазначену величину за умови збереження мінімальної товщини стінки, що визначається як різницю між номінальною товщиною стінки труби та граничним для неї мінусовим відхиленням.

Допускаються окремі незначні вибоїни, вм'ятини, ризики, тонкий шар окалини та інші дефекти, зумовлені способом виробництва, якщо вони не виводять товщину стінки за межі мінусових відхилень.

Механічні властивості (межа плинності, межа міцності при розтягуванні, відносне подовження при розриві) повинні відповідати значенням, наведеним у табл.1.7.

Таблиця 1.7 – Механічні властивості

1.2.3 Правила приймання

Труби пред'являються приймання партіями.

Партія повинна складатися з труб одного умовного діаметру, однієї товщини стінки та групи міцності, одного типу та одного виконання та супроводжуватись єдиним документом, що засвідчує відповідність їх якості вимогам стандарту та містить:

Найменування підприємства-виробника;

Умовний діаметр труб та товщину стінки в міліметрах, довжину труб у метрах;

Тип труб;

Групу міцності, номер плавки, масову частку сірки та фосфору для всіх плавок, що входять до партії;

Номери труб (від - до кожної плавки);

Результати випробовувань;

Позначення стандарту.

Перевірці зовнішнього вигляду, величини дефектів та геометричних розмірів та параметрів має бути піддана кожна труба партії.

Масова частка сірки та фосфору повинна перевірятися з кожної плавки. Для труб, що виготовляються з металу іншого підприємства, масова частка сірки та фосфору має засвідчуватися документом про якість підприємства виробника металу.

Для перевірки механічних властивостей металу відбирають по одній трубі кожного розміру кожної плавки.

Для перевірки на сплющення відбирають по одній трубі від кожної плавки.

Випробовування на герметичність внутрішнім гідравлічним тиском повинна бути піддана кожна труба.

При отриманні незадовільних результатів випробувань хоча б за одним із показників щодо нього проводять повторні випробування на подвоєній вибірці від тієї ж партії. Результати повторних випробувань поширюються всю партію.

1.2.4 Методи випробувань

Огляд зовнішньої та внутрішньої поверхні труб та муфт проводиться візуально.

Глибина залягання дефектів повинна перевірятися надпилюванням або іншим способом в одному-трьох місцях.

Перевірка геометричних розмірів та параметрів труб та муфт повинна здійснюватися за допомогою універсальних вимірювальних засобівабо спеціальних приладів, які забезпечують необхідну точність вимірювання, відповідно до технічної документації, затвердженої в установленому порядку.

Вигнутість на кінцевих ділянках труби визначається, виходячи з величини стріли прогину, і обчислюється як окреме від розподілу стріли прогину в міліметрах на відстань від місця - виміру до найближчого кінця труби в метрах.

Перевірка труб по масі повинна проводитись на спеціальних засобахдля зважування з точністю, що забезпечує вимоги цього стандарту.

Випробування на розтягування повинно проводитися DIN 50 140 на коротких поздовжніх зразках.

Для перевірки механічних властивостей металу від кожної відібраної труби вирізають за одним зразком. Зразки повинні вирізатись уздовж будь-якого кінця труби методом, що не викликає зміни структури та механічних властивостей металу. Допускається випрямляти кінці зразка для захоплення випробувальними затискачами.

Тривалість випробування гідравлічним тиском має бути не менше 10 с. При випробуванні в стінці труби не повинно бути течі.

1.2.5 Маркування, пакування, транспортування та зберігання

Маркування труб повинне проводитися в наступному обсязі:

На кожній трубі на відстані 0,4-0,6 м від її кінця має бути чітко нанесене маркування ударним способомабо накаткою:

Номер труби;

товарний знак підприємства-виробника;

Місяць та рік випуску.

Місце нанесення маркування має бути обведене або підкреслене стійкою світлою фарбою.

Висота знаків маркування має бути 5-8 мм.

При механічному способі маркування труб допускається розташування її в один ряд. Дозволяється на кожній трубі маркувати номер плавки.

Поряд з маркуванням ударним способом або накаткою на кожній трубі має бути нанесене маркування стійкою світлою фарбою:

Умовний діаметр труби у міліметрах;

Товщина стінки у міліметрах;

Вид виконання;

Найменування чи товарний знак підприємства-виробника.

Висота знаків маркування має бути 20-50 мм.

Всі знаки маркування повинні бути нанесені вздовж труби, що утворює. Допускається наносити знаки маркування перпендикулярно утворює способом накатки.

При завантаженні в одному вагоні мають бути труби лише однієї партії. Труби транспортують у пакетах, міцно пов'язаних не менш як у двох місцях. Маса пакета має перевищувати 5 т, а на вимогу споживача - 3 т. Допускається відвантаження у одному вагоні пакетів труб різних партій, за умови їх поділу.

2. ТЕХНОЛОГІЯ ТА ОБЛАДНАННЯ ДЛЯ ВИРОБНИЦТВА ТРУБ

2.1 Опис основного обладнання цеху Т-3

2.1.1 Опис та коротка технічна характеристика печі з крокуючим подом (ПШП)

Пекти з крокуючим подом цеху Т-3 призначена для нагрівання круглих заготовок діаметром 90...120 мм, довжиною З...10 м із вуглецевих, низьколегованих та нержавіючих марок сталей перед прошивкою на ТПА-80.

Пекти розташована в приміщенні цеху Т-3 на другому поверсі в прольотах А і Б.

Проект печі виконано Гіпромезом міста Свердловська у 1984 році. Введення в експлуатацію здійснено у 1986 році.

Пекти є жорсткою металоконструкцією, зафутерованою зсередини вогнетривким і теплоізоляційним матеріалами. Внутрішні розміри печі: довжина - 28,87 м, ширина - 10,556 м, висота - 924 та 1330 мм, експлуатаційні характеристикипечі представлені у табл.2.1. Під печі виконаний у вигляді нерухомих та рухомих балок, за допомогою яких заготовки транспортуються через піч. Балки зафутеровані теплоізоляційним та вогнетривким матеріалами та обрамлені спеціальною гарнітурою з жароміцного лиття. Верхня частина балок виконана з мулітокорундової маси МК-90. Звід печі виконаний підвісним із фасонних вогнетривких матеріалів та ізольований теплоізоляційним матеріалом. Для обслуговування печі та ведення технологічного процесу стіни обладнані робочими вікнами, вікном завантаження та вікном вивантаження металу. Усі вікна обладнані заслінками. Опалення печі здійснюється природним газом, що спалюється за допомогою пальників типу ГР (пальник радіаційний низького тиску), встановлених на склепінні. Пекти розділена на 5 теплових зон по 12 пальників у кожній. Повітря для горіння подається двома вентиляторами ВМ-18А-4, один з яких є резервним. Димові гази видаляються через димозбірник, розташований на склепінні на початку печі. Далі, за системою металевих футерованих димопроводів і кнурів за допомогою двох димососів ВГДН-19 димові гази викидаються в атмосферу. На димопроводі встановлений петльовий двоходовий трубчастий 6-секційний петльовий рекуператор (СР-250) для підігріву повітря, що подається на горіння. Для більш повної утилізації тепла газів, що відходять, система димовидалення обладнана однокамерною піччю для підігріву оправок (ППО).

Видача нагрітої заготовки з печі здійснюється за допомогою внутрішнього водоохолоджуваного рольгангу, ролики якого мають жароміцну насадку.

Пекти обладнана системою промислового телебачення. Між пультами управління та щитом КВП передбачена гучномовний зв'язок.

Пекти оснащена системами автоматичного регулювання теплового режиму, автоматичної безпеки, вузлами контролю параметрів роботи та сигналізації відхилення параметрів від норми. Автоматичне регулювання піддаються наступні параметри:

Температура печі у кожній зоні;

Співвідношення "газ-повітря" по зонах;

Тиск газу перед піччю;

Тиск у робочому просторі печі.

Крім автоматичних режимів, передбачений дистанційний режим. Система автоматичного контролю включає:

Температуру печі за зонами;

Температуру по ширині печі у кожній зоні;

Температуру газів, що виходять з печі;

Температуру повітря після рекуператора за зонами;

Температуру газів перед рекуператором;

Температуру диму перед димососом;

Витрата газу на піч;

Витрата повітря на піч;

Розрядження у борові перед димососом;

Тиск газу у загальному колекторі;

Тиск газу та повітря в зонних колекторах;

Тиск у печі.

На печі передбачено відсікання природного газу зі світлозвуковою сигналізацією при падінні тиску газу та повітря в зонних колекторах.

Таблиця 2.1 – Експлуатаційні параметри печі

Витрата природного газу на піч (максимальна) нм 3 /год	5200
1 зона	1560
2 зона	1560
3 зона	1040
4 зона	520
5 зона	520
Тиск природного газу (максимальний), кПа перед
піччю	10
пальником	4
Витрата повітря на піч (максимальний) нм 3 /год	52000
Тиск повітря (максимальний), кПа перед
піччю	13,5
пальником	8
Тиск під склепінням, Па	20
Температура нагріву металу, °С (максимальна)	1200...1270
Хімічний склад продуктів згоряння у 4-й зоні, %
СО 2	10,2
Про 2	3,0
СО	0
Температура продуктів згоряння перед рекуператором, °C	560
Температура підігріву повітря в рекуператорі, °С	До 400
Темп видачі заготовок, сік	23,7...48
Продуктивність печі, тн/год.	10,6... 80

Аварійна звукова сигналізація спрацьовує також за:

Підвищення температури у 4-й та 5-й зонах (t cp = 1400°C);

Підвищення температури димових газівперед рекуператором (t p = 850°С);

Підвищення температури відпрацьованих газів перед димососом (t cp =400°C);

Падіння тиску охолоджувальної води (р ср = 0,5 атм).

2.1.2 Коротка технічна характеристика лінії гарячого різання

Лінія гарячого різання заготовки призначена для завдання нагрітої штанги в ножиці, різання заготовки на необхідні довжини, відведення різаної заготовки від ножиць.

Коротка технічна характеристика лінії гарячого різання представлена ​​табл.2.2.

До складу обладнання лінії гарячого різання входять самі ножиці (конструкції СКМЗ) для різання заготовки, пересувний упор, транспортний рольганг, захисний екран для захисту обладнання від теплового випромінювання з вікна вивантаження ПШП. Ножиці розраховані на безвідходний розкрій металу, проте якщо внаслідок яких-небудь аварійних причин утворюється залишковий обріз, то для її збору встановлено жолоб та короб у приямці біля ножиць. У будь-якому випадку робота лінії гарячого різання заготовки повинна бути організована так, щоб унеможливити утворення обрізу.

Таблиця 2.2 - Коротка технічна характеристика лінії гарячого різання

Параметри штанги, що розрізається
Довжина, м	4,0…10,0
Діаметр, мм	90,0…120,0
Максимальна маса, кг	880
Довжина заготовок, м	1,3...3.0
Температура штанг, ОС	1200
Продуктивність, шт/год	300
Швидкість транспортування, м/с	1
Хід пересувного упору, мм	2000
Ролик
Діаметр бочки, мм	250
Довжина бочки, мм	210
Катаючий діаметр, мм	195
Крок роликів, мм	500
Витрата води на ролик водоохолоджуваний, м 3 /год	1,6
Витрата води на ролик водоохолоджуваний з водоохолоджуваними буксами, м 3 /год	3,2
Витрата води на екран, м 3 /год	1,6
Рівень звуку, ДБ, не більше	85

Після нагрівання штанги та видачі її вона проходить через термостат (для зменшення падіння температури по довжині заготовки), доходить до пересувного упору і розрізається на заготовки необхідної довжини. Після виробництва різу пересувний упор піднімається за допомогою пневмоциліндра, заготівля транспортується по рольгангу. Після її проходу за упор він опускається в робоче положення і цикл різу повторюється. Для видалення окалини з-під роликів рольгангу, ножиць гарячого різання передбачена система гідрозбиву окалини, для видалення обрізу – жолоб та приймальний короб. Заготівля після виходу з рольгангу лінії гарячого різання потрапляє на приймальний рольганг прошивного стану.

2.1.3 Пристрій та технічна характеристика основного та допоміжного обладнанняділянки прошивного табору

Прошивний стан призначений для прошивки суцільної заготовки в порожнисту гільзу. На ТПА-80 встановлений 2-х валковий прошивний стан з бочкоподібними або чашоподібними валками та напрямними лінійками. Технічна характеристикапрошивного стану представлена ​​в табл.2.3.

Перед прошивним станом є водоохолоджуваний рольганг, призначений для прийому заготівлі з лінії гарячого різання та транспортування її до зацентрувальника. Рольганг складається з 14 водоохолоджуваних роликів з індивідуальним приводом.

Таблиця 2.3 – Технічна характеристика прошивного стану

Розміри заготівлі, що прошивається:
Діаметр, мм	100…120
Довжина, мм	1200…3350
Розмір гільз:
Зовнішній діаметр, мм	98…126
Товщина стінки, мм	14…22
Довжина, мм	1800…6400
Число оборотів головного приводу, об/хв	285…400
Передатна кількість шестеренної кліті	3
Потужність двигуна, кВт	3200
Кут подачі, °	0…14
Зусилля прокатки:
Максимальне радіальне, кН	784
Максимальне осьове, кН	245
Максимальний крутний момент на валку, кНм	102,9
Діаметр робочих валків, мм	800…900
Натискний гвинт:
Найбільший хід, мм	120
Швидкість переміщення, мм/с	2

Зацентровщик призначений для вибивання центрового поглиблення діаметром 20...30 мм і глибиною 15...20 мм на торці нагрітої заготовки і є пневмоциліндром, в якому ковзає ударник з наконечником.

Після зацентрування нагріта заготовка надходить на грати для подальшої передачі їх у жолоб переднього столу прошивного стану.

Передній стіл прошивного табору призначений для прийому нагрітої заготовки, що скочується по решітці, поєднання осі заготовки з віссю прошивки та утримання її під час прошивки.

На вихідній стороні стану встановлені роликові центрувальники стрижня оправлення, які підтримують і центрують стрижень, як перед прошивкою, так і в процесі прошивки, коли на нього діють високі осьові зусилля і можливий поздовжній вигин.

За центрувальниками розташований стаціонарний упорно-регулювальний механізм з головкою, що відкривається, він служить для сприйняття осьових зусиль, що діють на стрижень з оправкою, коригування положення оправки в осередку деформації і пропуску гільзи за межі прошивного стану.

2.1.4 Пристрій та технічна характеристика основного та допоміжного обладнання ділянки безперервного стану

Безперервний стан призначений для прокатки чорнових труб діаметром 92мм із товщиною стінки 3…8 мм. Прокатка ведеться на довгій плаваючій оправці довжиною 19,5 м. Коротка технічна характеристика безперервного стану наведена в табл.2.4, табл.2.5. наведено передатні числа редукторів.

При прокатуванні безперервний стан працює наступним чином: рольгангом за прошивним станом гільза транспортується зі швидкістю 3 м/с до пересувного упору і після зупинки за допомогою ланцюгового транспортера передається на грати перед безперервним станом і відкочується на важелі дозатора.

Таблиця 2.4 - Коротка технічна характеристика безперервного стану

Найменування		Величина
Зовнішній діаметр чорнової труби, мм		91,0…94,0
Товщина стінки чорнової труби, мм		3,5…8,0
Максимальна довжина чорнової труби, м		30,0
Діаметр оправок безперервного стану, мм		74…83
Довжина оправки, м		19,5
Діаметр вовків, мм		400
Довжина бочки валка, мм		230
Діаметр шийки валків, мм		220
Відстань між осями клітей, мм		850
Хід верхнього натискного гвинта при нових валках, мм	Вгору	8
	вниз	15
Хід нижнього натискного гвинта при нових валках, мм	Вгору	20
	вниз	10
Швидкість підйому верхнього валка, мм/с		0,24
Частота обертання двигунів головного приводу, об/хв		220…550

Якщо гільзі є дефекти, оператор ручним включенням перекривача і відштовхувачів направляє їх у кишеню.

Придатна гільза при спущених важелях дозатора скочується в жолоб, притискається важелями притиску, після чого в гільзу за допомогою роликів вводиться оправлення. Після досягнення переднім кінцем оправки переднього обрізу гільзи притиск відпускається, і гільза за допомогою роликів, що вштовхують, задається в безперервний стан. При цьому швидкість обертання роликів, що тягнуть оправки і гільзи задається таким чином, щоб до моменту захоплення гільзи першою клітиною безперервного стану передній кінець оправки був висунутий на 2,5 ... 3 м.

Після прокатки на безперервному стані чорнова труба з оправкою надходить на одержувач оправок, коротка технічна характеристика представлена ​​в табл.2.6. Після чого труба рольгангом транспортується в район обрізки заднього кінця і підходить до стаціонарного упору на ділянці обрізки заднього кінця труби, технічна характеристика обладнання ПЗЗК наведена в табл.2.7. Досягши упору труба скидається шнековим викидувачем на решітку перед вирівнюючим рольгангом. Далі труба скочується по решітці на вирівнюючий рольганг, підходить до упору, що визначає довжину обрізки, і поштучно укладачем передається з вирівнюючого рольганга на решітку перед відведенням рольгангом, при цьому під час переміщення відбувається обрізання заднього кінця труби.

Обрізаний кінець труби передається транспортером для збирання обрізків у контейнер для металевого брухту, розташований поза цехом.

Таблиця 2.5 - Передатне відношення редукторів безперервного стану та потужність двигунів

Таблиця 2.6 – Коротка технічна характеристика витягувача оправок

Таблиця 2.7 – Коротка технічна характеристика ділянки обрізки заднього кінця труби

2.1.5 Принцип дії основного та допоміжного обладнання ділянки редукційного стану та холодильника

Обладнання даної ділянки призначене для транспортування чорнової труби через установку індукційного нагріву, прокатки на редукційному стані, охолодження та подальшого транспортування її до ділянки пил холодного різання.

Підігрів чорнових труб перед редукційним станом здійснюється в нагрівальній установці ІНЗ - 9000/2,4 що складається з 6 нагрівальних блоків (12 індукторів) розміщених безпосередньо перед редукційним станом. Труби надходять в індукційну установку одна за одною безперервним потоком. За відсутності надходження труб з безперервного стану (при зупинці прокату) дозволяється подача в індукційну установку поштучно відкладених «холодних» труб. Довжина труб, що задаються в установку, не повинна бути більше 17,5 м.

Тип редукційного стану - 24-х клітковий, 3-х валковий з двома опорним положенням валків та індивідуальним приводом клітей.

Після прокатки на редукційному стані труба надходить або в спрейєр і охолодний стіл, або відразу на охолоджувальний стіл стану, залежно від вимог до механічних властивостей готової труби.

Конструкція та технічні характеристики спрейера, а також параметри охолодження труб у ньому є комерційною таємницею «ВАТ КресТрубЗавод» і в цій роботі не наводяться.

У табл.2.8. представлена ​​технічна характеристика нагрівальної установки, в табл.2.9. - Коротка технічна характеристика редукційного стану.

Таблиця 2.8 - Коротка технічна характеристика нагрівальної установки ІНЗ-9000/2,4

2.1.6 Обладнання для різання труб на мірні довжини

Для порізки труб на мірні довжини в цеху Т-3 застосовують пилку пакетного різання фірми Вагнер моделі WVC 1600R, технічна характеристика яких наведена в табл. 2.10. Також застосовуються пили моделі KV6R – технічна характеристика в табл.2.11.

Таблиця 2.9 - Коротка технічна характеристика редукційного стану

Таблиця 2.10 – Технічна характеристика пили WVC 1600R

Найменування параметру		Величина
Діаметр труб, що розрізаються, мм		30…89
Ширина пакетів, що розрізаються, мм		200…913
Товщина стінки труб, що розрізаються, мм		2,5…9,0
Довжина труб після різання, м		8,0…11,0
Довжина відрізуваних кінців труб	Передніх, мм	250…2500
	Задніх, мм
Діаметр диска пили, мм		1600
Кількість зубів на диску пилки, шт	Сегментової	456
	Твердосплавний	220
Швидкість різання, мм/хв		10…150
Мінімальний діаметр диска пили, мм		1560
Подача супорта дискової пилки, мм		5…1000
Максимальна межа міцності труб, Н/мм 2		800

2.1.7 Устаткування для редагування труб

Труби, порізані на мірні довжини відповідно до замовлення, вирушають на редагування. Правка здійснюється на правильних машинахРВВ320х8, призначених для виправлення труб та прутків з вуглецевих та низьколегованих марок сталей у холодному стані з вихідною кривизною до 10 мм на 1 погонний метр. Технічна характеристика правильної машини РВВ 320х8 наведена у табл. 3.12.

Таблиця 2.11 – Технічна характеристика пили моделі KV6R

Найменування параметру	Величина
Ширина однорядного пакета, мм	Не більше 855
Ширина відкривання затискача заготовки, мм	Від 20 до 90
Прохід у вертикальному напрямку затискача заготовки, мм	Не більше 275
Хід супорта пильного диска, мм	650
Швидкість подачі пильного диска (безступінчастого) мм/хв.	Не більше 800
Швидкий зворотний хід пильного диска, мм/хв.	Не більше 6500
Швидкість різання, м/хв	40; 15; 20; 30; 11,5; 23
Затискана довжина пакета труб на стороні, що підводить, мм	Не менше 250
Затискна довжина пакета труб на стороні, що відводить, мм	Не менше 200
Діаметр пильного диска, мм	1320
Кількість сегментів на пиляльному диску, шт	36
Кількість зубів на сегменті, шт	10
Діаметр оброблюваних труб, мм	Від 20 до 90

Таблиця 2.12 – Технічна характеристика правильної машини РВВ 320х8

Найменування параметру		Величина
Діаметр труб, що виправляються, мм		25...120
Товщина стінки труб, що виправляються, мм		1,0...8,0
Довжина труб, що виправляються, м		3,0...10,0
Межа плинності металу труб, що виправляються, кгс/мм 2	Діаметром 25...90 мм	До 50
	Діаметром 90...120 мм	До 33
Швидкість виправлення труб, м/с		0,6...1,0
Крок між осями валків, мм		320
Діаметр валків у горловині, мм		260
Кількість валків, шт	Привідних	4
	Неодружених	5
Кути установки валків, °		45°...52°21’
Найбільший хід верхніх валків від верхньої кромки нижніх, мм		160
Привід обертання валків	Тип двигуна	Д-812
	Напруга, В	440
	Потужність, кВт	70
	Швидкість обертання, об/хв	520

2.2 Існуюча технологія виробництва труб на ТПА-80 ВАТ "КресТрубЗавод"

Заготівля, що надходить у цех у вигляді штанг, складується на внутрішньому складі. Перед запуском у виробництво вона на спеціальному стелажі піддається вибірковому огляду, якщо це необхідно – ремонту. На ділянці підготовки заготівлі встановлено ваги для контролю за вагою, запущеного металу у виробництво. Заготовки зі складу електромостовим краном подаються на завантажувальні грати перед піччю і завантажуються в нагрівальну піч кроком, що крокує відповідно до графіка і темпу прокату.

Дотримання схеми укладання заготовок проводиться візуально посадником металу. Заготівля в піч завантажується поштучно в кожен через один або кілька кроків напрямних плит рухомих балок в залежності від темпу прокату і кратності різу. При зміні марки сталі, плавки та типорозміру труб посадник виробляє поділ марок сталі, плавок наступним чином: при довжині заготовки 5600-8000мм плавки поділяються шляхом усунення двох перших штанг по ширині печі; марки сталі поділяються шляхом усунення чотирьох перших штанг по ширині печі; при довжині заготівлі 9000-9800мм поділ марок сталі, плавок один від одного проводиться при посаді з інтервалом 8-10 кроків, а також підрахунком кількості посадженої в ПШП та виданої заготовки, які контролюються нагрівачем металу ПШП та різьбником ножиць гарячого різання шляхом . ТПА-80; при зміні розміру (перевалці стану) труб, що прокочуються, посад металу в піч припиняється за “5-6 кроків” до зупинки стану, при зупинці на перевалку метал “відкроюється на 5-6 кроків” назад. Переміщення заготовок через піч здійснюється трьома рухомими балками. У паузах циклу переміщення рухомі балки встановлюються лише на рівні пода. Необхідний час нагрівання забезпечується шляхом вимірювання часу циклу кроку. Надлишковий тиск у робочому просторі має бути від 9,8 Па до 29,4 Па, коефіцієнт витрати повітря  = 1,1 - 1,2.

При нагріванні печі заготовок різних марок сталей, тривалість нагріву обумовлюється тим металом, час перебування у печі якого найбільше. Якісне нагрівання металу забезпечується рівномірним проходженням заготовок по всій довжині печі. Нагріті заготівлі видаються на внутрішній рольганг вивантаження і видаються їм на лінію гарячого різання.

Для зменшення підстуджування заготовок при простоях передбачений термостат на рольгангу транспортування нагрітих заготовок до ножиць, а також можливість повернення (включенням на реверс) не розрізаної заготовки в піч і перебування її простою.

Під час роботи можлива гаряча зупинка печі. Гарячою зупинкою печі вважається зупинка без відключення подачі газу. При гарячих зупинках рухомі балки печі встановлюються лише на рівні нерухомих. Вікна завантаження та розвантаження закриваються. Коефіцієнт витрати повітря за допомогою задатчика "паливо-повітря" знижується з 1,1-1,2 до 1,0:-1,1. Тиск у печі на рівні пода стає позитивним. При зупинках стану: до 15 хвилин - температуру по зонах встановлюють на нижній межі, і "відкроюють" метал на два кроки; від 15 хвилин до 30 хвилин - температуру в зонах III, IV, V знижують на 20-40 ° С, в зонах I, II на 30-60 ° С від нижньої межі; понад 30 хвилин - температуру по всіх зонах зменшують на 50-150 0 C порівняно з нижньою межею залежно від тривалості простою. Заготівлі "відступають" назад на 10 кроків. При тривалості простою від 2 до 5 годин необхідно звільняти від заготовок IV і V зони печі. Заготівлі із зон I та II вивантажують у кишеню. Вивантаження металу здійснює посадник металу із ПУ-1. Температуру в V та IV зонах знижують до 1000-I050 0 С. При зупинках понад 5 годин вся піч звільняється від металу. Підйом температури здійснюють ступінчасто на 20-30 0 С при швидкості підйому температури 1,5-2,5 0 С/хв. При збільшенні часу нагріву металу через низький темп прокату, температуру в I, II, III зонах знижують на 00С, 400С, 200С відповідно від нижньої межі, а температуру в зонах IV, V на нижніхмежах. В цілому ж при стабільній роботі всього агрегату температура по зонах розподіляється так (табл. 2.13).

Після нагрівання заготовка потрапляє на лінію гарячого різання заготовки. До складу обладнання лінії гарячого різання входять самі ножиці для різання заготовки, пересувний упор, транспортний рольганг, захисний екран для захисту обладнання від теплового випромінювання з вікна вивантаження печі з кроком, що крокує. Після нагрівання штанги та видачі її вона проходить через термостат, доходи до пересувного упору і розрізається на заготовки необхідної довжини. Після виробництва різу пересувний упор піднімається за допомогою пневмоциліндра, заготовка транспортується рольгангом. Після її проходу за упор він опускається у робоче положення і цикл різання продовжується.

Таблиця 2.13 - Розподіл температури в печі за зонами

Мірна заготівля рольгангом за ножицями передається до зацентрувальника. Зацентрована заготовка викидувачем передається на решітку перед прошивним станом, по якій скочується до затримника і при готовності вихідної сторони передається в жолоб, що закривається кришкою. За допомогою вштовхувача при піднятому упорі заготівля задається в зону деформації. У зоні деформації здійснюється прошивка заготовки на оправці, що утримується стрижнем. Стрижень упирається у склянку завзятої головки упорно-регулювального механізму, відкриття якої не допускає замок. Поздовжній вигин стрижня від осьових зусиль, що виникають при прокатці, запобігає закритим центрователям, осі яких паралельні осі стрижня.

У робочому положенні ролики зводяться довкола стрижня пневмоциліндром через систему важелів. Принаймні наближення переднього торця гільзи ролики центрувальників послідовно розводяться. Після закінчення прошивки заготовки, пневмоциліндром зводяться перші ролики, які переміщують гільзу від валків для можливості захоплення важелями перехоплювача стрижня, потім відкидається замок і передня головка, зводяться ролики видають і гільза на підвищеній швидкості видається на підвищеній швидкості видається за упорну головку на роль .

Після прошивки гільза по рольгангу транспортується до пересувного упору. Далі гільза переміщається ланцюговим транспортером на вхідний бік безперервного стану. Після транспортера гільза похилою решіткою скочується до дозатора, що затримує гільзу перед вхідною стороною безперервного стану. Під напрямними похилими гратами розташована кишеня для збору бракованих гільз. З похилих грат гільза скидається в приймальний жолоб безперервного стану з притисками. У цей час у гільзу за допомогою однієї пари фрикційних роликів вводиться довга оправка. По досягненні переднім кінцем оправки переднього торця гільзи притиск гільзи відпускається, на гільзу зводяться дві пари роликів, що тягнуть, і гільза з оправкою задається в безперервний стан. При цьому швидкість обертання роликів оправки, що тягнуть, і роликів гільзи, що тягнуть, розрахована таким чином, щоб в момент захоплення гільзи першою кліттю безперервного стану висування оправки з гільзи становило 2,5-3,0 м. У зв'язку з цим, лінійна швидкість тягнуть роликів оправок повинна бути в 2,25-2,5 рази вище лінійної швидкості тягнуть роликів гільзи.

Прокатані труби з оправками поперемінно передаються на вісь одного з виправодобавлювачів. Головка оправки проходить через люнет витягача і захоплюється вставкою захвату, а труба в кільце люнета. Під час руху ланцюга оправлення виходить із труби і потрапляє на ланцюговий транспортер, який передає її на здвоєний рольганг, що транспортує оправки від обох витягувачів у ванну для охолодження.

Після вилучення оправки чорнова труба надходить на пилки для обрізання заднього розламаного кінця.

Після індукційного нагрівання труби задаються в редукційний стан, що має двадцять чотири тривалкові кліті. У редукційному стані кількість працюючих клітей визначається залежно від розмірів труб, що прокочуються (від 9 до 24 клітей), причому виключаються кліті, починаючи з 22 у бік зменшення номерів клітей. Кліті 23 та 24 беруть участь у всіх програмах прокатки.

Під час прокатки валки безперервно охолоджуються водою. При переміщенні труб по охолоджувальному столу в кожній ланці його повинно бути не більше однієї труби. При прокатці передільних гарячедеформованих труб, призначених для виготовлення насосно-компресорних труб групи міцності "К" зі сталі марки 37Г2С після редукційного стану здійснюється прискорене регульоване охолодження труб у спрейєрах.

Швидкість проходження труб через спрейєра має бути стабілізована зі швидкістю редукційного стану. Контроль за стабілізацією швидкостей здійснює оператор згідно з експлуатаційною інструкцією.

Після редукування труби надходять на рейковий охолоджувальний стіл з кроками балками, де вони охолоджуються.

За охолоджуючим столом труби збираються в одношарові пакети для обрізу кінців та порізки на мірні довжини на пилах холодного різання.

Готові труби надходять на стіл огляду ВТК, після огляду труби ув'язують у пакети та відправляють на склад готової продукції.

2.3 Обґрунтування проектних рішень

При поштучному редукуванні труб з натягом на РРС виникає суттєва поздовжня різниця кінців труб. Причиною кінцевої рознесеності труб є нестабільність осьових натягів у нестаціонарних режимах деформації при заповненні та звільненні робочих клітей стану металом. Кінцеві ділянки редукуються в умовах значно менших поздовжніх напруг, що розтягують, ніж основна (середня) частина труби. Збільшення товщини стінки на кінцевих ділянках, що перевищує допустимі відхилення, робить необхідним видалення в обріз значної частини готової труби

Норми кінцевого обрізу редукованих труб на ТПА-80 ВАТ “КресТрубЗавод” наведено у табл. 2.14.

Таблиця 2.14 - Норми обрізу кінців труб на ТПА-80 ВАТ "КресТрубЗавод"

2.4 Обґрунтування проектних рішень

При поштучному редукуванні труб з натягом на РРС виникає суттєва поздовжня різниця кінців труб. Причиною кінцевої рознесеності труб є нестабільність осьових натягів у нестаціонарних режимах деформації при заповненні та звільненні робочих клітей стану металом. Кінцеві ділянки редукуються в умовах значно менших поздовжніх напруг, що розтягують, ніж основна (середня) частина труби. Збільшення товщини стінки на кінцевих ділянках, що перевищує допустимі відхилення, робить необхідним видалення в обріз значної частини готової труби.

Норми кінцевого обрізу редукованих труб на ТПА-80 ВАТ “КресТрубЗавод” наведено у табл. 2.15.

Таблиця 2.15 - Норми обрізу кінців труб на ТПА-80 ВАТ "КресТрубЗавод"

де ПК-передній потовщений кінець труби; ЗК-задній потовщений кінець труби.

Орієнтовно річні втрати металу у потовщені кінці труб у цеху Т-3 ВАТ “КресТрубЗавод” становлять 3000 тонн. При скороченні довжини і ваги потовщених кінців труб, що обрізаються, на 25%, річний приріст прибутку складе близько 20 мільйонів руб. Крім того, буде забезпечена економія витрат на інструмент пив пакетного різання, електроенергію тощо.

Крім того, при виробництві передільної заготівлі для волочильних цехів можна знизити поздовжню різностінність труб, зекономлений метал за рахунок зниження поздовжньої рознесеності використовувати для подальшого збільшення обсягів виробництва гарячекатаних та холоднодеформованих труб.

3. РОЗРОБКА АЛГОРИТМІВ УПРАВЛІННЯ РЕДУКЦІЙНИМ СТАНОМ ТПА-80

3.1 Стан питання

Безперервні трубопрокатні агрегати є найбільш перспективними високопродуктивними установками для виробництва безшовних гарячекатаних труб відповідного сортаменту.

До складу агрегатів входять прошивний, безперервний оправочний та редукційні розтяжні стани. Безперервність технологічного процесу, автоматизація всіх транспортних операцій, велика довжина труб, що прокатуються, забезпечують високу продуктивність, хорошу якість труб по поверхні та геометричним розмірам.

В останні десятиліття тривало інтенсивний розвиток виробництва труб способом безперервної прокатки: побудовано та введено в експлуатацію (в Італії, Франції, США, Аргентині), реконструйовано (в Японії) цехи безперервної прокатки, поставлено обладнання для нових цехів (у КНР), розроблено та впроваджено проекти будівництва цехів (у Франції, Канаді, США, Японії, Мексиці).

Порівняно з агрегатами, введеними в експлуатацію в 60-ті роки, нові стани мають суттєві відмінності: на них виготовляють, в основному, труби нафтового сортаменту, у зв'язку з чим у цехах споруджуються великі ділянки для обробки цих труб, що включають обладнання для висадки їх кінців, термообробки, нарізки труб, виробництва муфт тощо; значно розширився діапазон розмірів труб: максимальний діаметр зріс з 168 до 340 мм, товщина стінки - з 16 до 30 мм, що стало можливим завдяки освоєнню на безперервних станах процесу прокатки на довгій оправці, що переміщається з швидкістю, що регулюється, замість плаваючої. На нових трубопрокатних агрегатах використовують безперервно-литу заготівлю (квадратну та круглу), що забезпечило суттєве покращення техніко-економічних показників їхньої роботи.

Для нагріву заготовок як і широко застосовуються кільцеві печі (ТПА 48-340, Італія), водночас починають використовувати печі з крокуючим подом (ТПА 27-127, Франція, ТПА 33-194, Японія). У всіх випадках висока продуктивність сучасного агрегату забезпечується шляхом встановлення однієї печі великої одиничної потужності (продуктивність до 250 т/год). Для підігріву труб перед редукуванням (калібруванням) застосовують печі з крокуючими балками.

Основним станом для отримання гільз продовжує залишатися двовалковий стан гвинтової прокатки, конструкція якого вдосконалюється, наприклад, шляхом заміни нерухомих лінійок приводними направляючими дисками. У разі застосування квадратних заготовок стану гвинтової прокатки в технічній лінії передує або пресвалковий стан (ТПА 48-340 в Італії, ТПА 33-194 в Японії), або стан калібрування граней і прес для глибокого зацентрування (ТПА 60-245, Франція).

Одним з основних напрямків подальшого розвитку способу безперервної прокатки є застосування оправок, що переміщаються з регульованою швидкістю в процесі прокатки, що плавають. За допомогою спеціального механізму, що розвиває зусилля утримування 1600-3500 кН, оправці визначається певна швидкість (0,3-2,0 м/с), яка підтримується або до повного зняття труби з оправки в процесі прокатки (управлення, що утримується), або до певного моменту, з якого довідка переміщається як плаваюча (частково утримувана оправка). Кожен із цих способів може застосовуватися у виробництві труб певного діаметра. Так, для труб малого діаметра основним є спосіб прокатки на плаваючій оправці, середнього (до 200 мм) – на частково утримуваній, великого (до 340 мм і більше) – на утримуваній.

Застосування на безперервних станах оправок, що переміщаються з регульованою швидкістю (утримуються, частково утримуються) замість плаваючих забезпечує значне розширення сортаменту, збільшення довжини труб та підвищення їх точності. Цікаві окремі конструктивні рішення; наприклад, використання стрижня прошивного стану в якості частково утримуваної безперервного оправлення стану (ТПА 27-127, Франція), позастанововий введення оправки в гільзу (ТПА 33-194, Японія) .

Нові агрегати оснащуються сучасними редукційними та калібрувальними станами, причому найчастіше використовується один із цих станів. Охолоджувальні столи розраховані прийом труб після редукування без попередньої розрізки.

Оцінюючи сучасний загальний стан автоматизації трубних станів, можна назвати такі особливості.

Транспортні операції, пов'язані з переміщенням прокату та інструменту по агрегату, автоматизовані досить повно за допомогою традиційних локальних (переважно безконтактних) пристроїв автоматики. На основі таких пристроїв і стало можливим впровадження високопродуктивних агрегатів з безперервним та дискретно-безперервним технологічним процесом.

Власне ж технологічні процеси і навіть окремі операції на трубних станах автоматизовані поки що явно недостатньо і в цій частині їхній рівень автоматизації помітно поступається досягнутому, наприклад, в області безперервних листових станів. Якщо застосування керуючих обчислювальних машин (УВМ) для листових станів стало практично широко визнаною нормою, то для трубних станів приклади поки що поодинокі в Росії, хоча за кордоном в даний час розробка та впровадження АСУ ТП і АСУП стало нормою. Поки що на ряді трубних станів, нашій країні є переважно приклади промислової реалізації окремих підсистем автоматизованого управління технологічними процесами з допомогою спеціалізованих пристроїв, виконаних з допомогою напівпровідникової логіки та елементів обчислювальної техніки.

Зазначений стан обумовлено переважно двома обставинами. З одного боку, донедавна вимоги до якості, і, насамперед, до стабільності розмірів труб, задовольнялися щодо простими засобами (зокрема, раціональними конструкціями обладнання станів). Ці умови не стимулювали більш досконалі та, природно, складніші розробки, наприклад, з використанням відносно дорогих і не завжди достатньо надійних УВМ. З іншого боку, застосування спеціальних нестандартних технічних засобівавтоматизації виявлялося можливим лише для більш простих і менш ефективних завдань, при цьому були потрібні значні витрати часу та коштів на розробку та виготовлення, що не сприяло прогресу в даній галузі.

Проте зростаючі сучасні вимоги до трубного виробництва, зокрема і до якості труб, неможливо знайти задоволені традиційними рішеннями. Більше того, як показує практика, істотна частка зусиль у задоволенні цих вимог припадає на автоматизацію, причому в даний час необхідно в процесі прокатки труб автоматично змінювати ці режими.

Сучасні досягнення в галузі управління електроприводами та різних технічних засобів автоматизації, насамперед у галузі міні-ЕОМ та мікропроцесорної техніки, дозволяють докорінно вдосконалювати автоматизацію трубних станів та агрегатів, подолати різні виробничі та економічні обмеження.

Застосування сучасних технічних засобів автоматизації передбачає одночасне підвищення вимог до коректності постановки завдань та вибору шляхів їх вирішення, і зокрема - до вибору найбільш ефективних шляхів впливу на технологічні процеси.

Дослідження безперервних трубопрокатних агрегатів як об'єктів автоматизації показують, що є суттєві резерви подальшого підвищення техніко-економічних показників за рахунок автоматизації технологічного процесу прокатки труб на цих агрегатах.

При прокатуванні в безперервному стані на довгій плаваючій оправці також наводиться кінцева поздовжня різниця. Товщина стінки задніх кінців чорнових труб більша за середину на 0,2-0,3 мм. Довжина заднього кінця з потовщеною стінкою дорівнює 2-3 міжклітинним проміжкам. Потовщення стінки супроводжується збільшенням діаметра на ділянці, що віддаляється на один міжклітинний проміжок від заднього кінця труби. Внаслідок перехідних режимів товщина стінки передніх кінців на 0,05-0,1 мм менша за середину, При прокатці з натягом стінки передніх кінців труб також потовщуються. Поздовжня разностенность чорнових труб зберігається при подальшому редукуванні і призводить до збільшення довжини задніх потовщених кінців, що відрізаються, готових труб.

При прокатуванні в редукційних розтяжних станах відбувається потовщення стінки кінців труб внаслідок зниження натягу порівняно з режимом, що встановився, який настає тільки при заповненні 3-4 клітей стану. Кінці труб з потовщеною понад допуском стінкою відрізаються, і пов'язані з цим відходи металу зумовлюють основну частку загального витратного коефіцієнта на агрегаті.

Загальний характер поздовжньої рознесення труб після безперервного стану практично повністю переноситься на готові труби. У цьому переконують результати прокатки труб розмірами 109 х 4,07 - 60 мм за п'яти режимів натягу на редукційному стані установки 30-102 ЮТЗ. У процесі експерименту кожному швидкісному режимі відібрали по 10 труб, кінцеві ділянки яких різали на 10 частин довжиною по 250 мм, а від середини вирізали по три патрубки, розташовані на відстані 10, 20 і 30 м від переднього торця. Після вимірів товщини стінки на приладі, розшифровки діаграм рознесення і усереднення даних були побудовані графічні залежності, представлені на рис. 54 .

Таким чином, зазначені складові загальної рознесеності труб істотно впливають на техніко-економічні показники роботи безперервних агрегатів, пов'язані з фізичними особливостямипроцесів прокатки в безперервному та редукційному станах і можуть бути усунені або суттєво знижені лише за рахунок спеціальних автоматичних систем, що змінюють налаштування стану в процесі прокатки труби. Закономірний характер цих складових рознесення дозволяє використовувати в основі таких систем програмний принцип управління.

Відомі інші технічні рішення задачі скорочення кінцевих відходів при редукуванні за допомогою автоматичних систем управління процесом прокатки труб в редукційному стані з індивідуальним приводом клітей (патенти ФРН № 1602181 та Великобританії 1274698). За рахунок зміни швидкостей валків при прокатуванні передніх та задніх кінців труб створюють додаткові зусилля натягу, що призводить до зниження кінцевої поздовжньої рознесеності. Існують відомості, що такі системи програмної корекції швидкостей головних приводів редукційного стану працюють на семи зарубіжних трубопрокатних агрегатах, у тому числі на двох агрегатах з безперервними станами в Мюльгеймі (ФРН). Агрегати поставлені фірмою "Маннесман" (ФРН).

Другий агрегат пущений у 1972 р. і включає 28-ми клітковий редукційний стан з індивідуальними приводами, оснащений системою корекції швидкостей. Зміни швидкостей при проходженні кінців труб здійснюються в перших десяти клітинах ступінчасто, як добавки до робочого значення швидкості. Максимальна зміна швидкості має місце на кліті №1, мінімальна - на кліті № 10. Як датчики положення кінців труби в стані, що дають команди на зміну швидкості, використовуються фотореле. Відповідно до прийнятої схеми корекції швидкості живлення індивідуальних приводів перших десяти клітей здійснюється за протипаралельною реверсивною схемою, наступних клітей - за нереверсивною схемою. Зазначається, що корекція швидкостей приводів редукційного стану дозволяє збільшити вихід придатного на агрегаті на 2,5% за змішаної програми виробництва. Зі збільшенням ступеня редукування діаметром цей ефект зростає.

Є аналогічна інформація про оснащення двадцятивосьми клітинного редукційного стану в Іспанії системою корекції швидкості. Зміни швидкостей здійснюється в перших 12-ти клітях. У зв'язку з цим також передбачені різні схеми живлення приводів.

Слід зазначити, що оснащення редукційних станів у складі безперервних трубопрокатних агрегатів системою корекції швидкості не дозволяє вирішити проблему скорочення кінцевих відходів при редукуванні. Ефективність таких систем має знижуватися зі зменшенням ступеня редукування діаметром.

Системи програмного управління технологічним процесом найпростіші у реалізації і дають великий економічний ефект. Однак з їх допомогою можна підвищити точність розмірів труб тільки за рахунок зниження однієї з трьох її складових - поздовжньої рознесеності. Як свідчать дослідження, основна питома вага у загальному розкиді товщин стін готових труб (близько 50%) посідає поперечну разностенность. Коливання середніх товщин стін труб у партіях становить близько 20% від загального розкиду.

В даний час зниження поперечної рознесеності можливе лише за рахунок удосконалення технологічного процесу прокатки труб на станах, що входять до складу агрегату. Приклади застосування автоматичних систем для цього невідомі.

Стабілізація середніх товщин стінок труб у партіях можлива як за рахунок удосконалення технології прокатки, конструкції клітей та електроприводу, так і за рахунок автоматичних систем керування процесом. Зниження розкиду товщин стінки труб у партії дозволяє суттєво підвищити продуктивність агрегатів та знизити витрату металу за рахунок прокатки в полі мінусових допусків.

На відміну від програмних систем, системи, призначені для стабілізації середніх товщин стінок труб, повинні включати до складу датчики контролю геометричних розмірів труб.

Відомі технічні пропозиції оснащення редукційних станів системами автоматичної стабілізації товщини стінки труб. Структура систем залежить від типу агрегату, у складі якого є редукційний стан.

Комплекс систем управління процесом прокатки труб у безперервному та редукційному станах, призначених для скорочення кінцевих відходів при редукуванні та підвищенні точності труб за рахунок зниження поздовжньої рознесеності та розкиду середніх товщин стінок утворює АСУ ТП агрегату.

Застосування ЕОМ для управління виробництвом та автоматизації технологічного процесу прокатки труб вперше було реалізовано на безперервному трубопрокатному агрегаті 26-114 у Мюльгеймі.

Агрегат призначений для прокатки трубдіаметром 26-114 мм, завтовшки стінки 2,6-12,5 мм. До складу агрегату входять кільцева піч, два прошивні стани, 9-клітинний безперервний стан і 24-клітинний редукційний стан з індивідуальним приводом від двигунів 200 кВт.

Другий агрегат з безперервним станом у Мюльгеймі, пущений 1972 р., оснащений потужнішою ЕОМ, яку, покладено ширші функції. Агрегат призначений для прокатки труб діаметром до 139 мм, товщиною стінки до 20 мм і складається з прошивного стану, восьми безперервного кліткового стану і двадцятивосьми кліткового редукційного стану з індивідуальним приводом.

Безперервний трубопрокатний агрегат у Великій Британії, пущений в 1969 р., також оснащений ЕОМ, яка використовується для планування завантаження агрегату і як інформаційна система безперервно контролює параметри прокату та інструменту. Контроль якості труб і заготовок, як і точність налаштувань станів, здійснюється на всіх стадіях технологічного процесу. Інформація з кожного стану надходить на ЕОМ для обробки, після чого видається на стани для оперативного керування.

Одним словом, завдання з автоматизації процесів прокатки намагаються вирішити в багатьох країнах, у т.ч. та нашої. Для розробки математичної моделі управління безперервними станами необхідно знати вплив технологічних параметрів, що задаються на точність готових труб, для цього необхідно розглянути особливості безперервної прокатки.

Особливістю редукування труб з натягом є більш висока якість продукції внаслідок утворення меншої поперечної рознесеності, на відміну від прокатки без натягу, а також можливість одержання труб малих діаметрів. Однак при поштучній прокатці спостерігається підвищена поздовжня різниця на кінцях труб. Потовщені кінці при редукуванні з натягом утворюються через те, що передній і задній кінці труби під час проходження через стан не піддаються повному впливу натягу.

Натяг характеризується величиною напруги, що розтягує в трубі (х). Найбільш повною характеристикою є коефіцієнт пластичного натягу, який представляє відношення поздовжнього напруги, що розтягує, труби до опору деформації металу в кліті.

Зазвичай редукційний стан налаштовують таким чином, щоб коефіцієнт пластичного натягу середніх клітях розподілявся рівномірно. У перших та останніх клітинах відбувається наростання та зниження натягу.

Для інтенсифікації процесу редукування та отримання тонкостінних труб важливо знати максимальний натяг, який можна створити в редукційному стані. Максимальна величина коефіцієнта пластичного натягу в стані (z max) обмежується двома факторами: здатністю валків, що тягне, і умовами розриву труби в стані. В результаті досліджень встановлено, що при сумарному обтисканні труби в стані до 50-55% величина z max обмежується здатністю тягаючих валків.

Цехом Т-3 спільно з ЕФ ВНДПІ "Тяжпромелектропроект" та підприємством "АСК" створено основу системи АСУ-ТП на агрегаті ТПА-80. В даний час функціонують такі складові даної системи: УЗН-Н, УЗН-Р, лінія зв'язку ETHERNET, всі АРМи.

3.2 Розрахунок таблиці прокатки

Основний принцип побудови технологічного процесу в сучасних установках полягає в отриманні на безперервному стані труб одного постійного діаметра, що дозволяє використовувати заготівлю та гільзу також постійного діаметра. Отримання труб необхідного діаметра забезпечується редукуванням. Така система роботи значно полегшує та спрощує налаштування станів, знижує парк інструменту та, головне, дозволяє зберігати високу продуктивність всього агрегату навіть при прокатуванні труб мінімального (після редукування) діаметра.

Таблицю прокатки розраховуємо проти перебігу прокатки за методикою викладеної в . Зовнішній діаметр труби після редукування визначається розмірами останньої пари валків.

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

де D p -діаметр готової труби після редукційного стану.

Товщина стінки після безперервного та редукційного станів повинна дорівнювати товщині стінки готової труби, тобто. S н = Sp = S o = 3,2 мм.

Оскільки після безперервного стану виходить труба одного діаметра, приймаємо D н =94 мм. У безперервних станах калібрування валків забезпечує отримання в останніх парах валків внутрішнього діаметра труби більше діаметра оправлення на 1-2 мм, так що діаметр оправлення буде дорівнює:

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

Приймаємо діаметр оправок рівним 85 мм.

Внутрішній діаметр гільзи повинен забезпечувати вільне введення оправки та береться на 5-10 мм більше діаметра оправки

d г = н + (5 ... 10) = 85 +10 = 95 мм.

Стінку гільзи приймаємо:

S г = S н + (11 ... 14) = 3,2 +11,8 = 15 мм.

Зовнішній діаметр гільз визначаємо виходячи з величини внутрішнього діаметра та товщини стінки:

D г = d г +2S г = 95 +2 * 15 = 125 мм.

Діаметр заготівлі D з =120 мм.

Діаметр оправлення прошивного стану вибирається з урахуванням величини розкочування, тобто. підйому внутрішнього діаметра гільзи, що становить від 3% до 7% від внутрішнього діаметра:

П = (0,92 ... 0,97) d г = 0,93 * 95 = 88 мм.

Коефіцієнти витяжки для прошивного, безперервного та редукційного станів визначаємо за формулами:

,

Загальний коефіцієнт витяжки становить:

Аналогічним чином розрахована таблиця прокатки для труб розміром 48,3×4,0 мм та 60,3×5,0мм.

Таблиця прокатки представлена ​​у табл. 3.1.

Таблиця 3.1 - Таблиця прокатки ТПА-80

Розмір готових труб, мм		Діаметр заготовки, мм	Прошивний стан				Безперервний стан				Редукційний стан				Загальний коефіцієнт витяжки
Зовнішній діаметр	Товщина стінки		Розмір гільзи, мм		Діаметр оправки, мм	Коефіцієнт витяжки	Розміри труб, мм		Діаметр оправки, мм	Коефіцієнт витяжки	Розмір труб, мм		Число клітей	Коефіцієнт витяжки
			Діаметр	Товщина стінки			Діаметр	Товщина стінки			Діаметр	Товщина стінки
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 Розрахунок калібрування валків редукційного стану

Калібрування валків є важливим складовоюрозрахунку режиму роботи табору. Вона значною мірою визначає якість труб, стійкість інструменту, розподіл навантажень у робочих клітях та приводі.

Розрахунок калібрування валків включає:

а) розподіл приватних деформацій у клітках та підрахунок середніх діаметрів калібрів;

б) визначення розмірів калібрів валків.

3.3.1 Розподіл приватних деформацій

За характером зміни приватних деформацій кліті редукційного стану можуть бути поділені на три групи: головну на початку стану, в якій обтискання інтенсивно збільшуються по ходу прокатки; калібруючу (наприкінці стану), де деформації зменшуються до мінімального значення, і групу клітей між ними (середню), у якій приватні деформації максимальні чи близькі до них.

При прокатуванні труб з натягом величини приватних деформацій приймають виходячи з умови стійкості профілю труби при величині пластичного натягу забезпечує отримання труби заданого розміру.

Коефіцієнт загального пластичного натягу можна визначити за формулою:

,

де - осьова та тангенційна деформації взяті у логарифмічному вигляді; Т- величина визначається у разі тривалкового калібру за формулою

Т= ,

де (S/D) cp - середнє відношення товщини стінки до діаметра за період деформації труби в таборі; k-коефіцієнт, що враховує зміну ступеня товстостінності труби.

,

,

де m - величина загальної деформації труби по діаметру.

.

,

.

Величина критичного приватного обтиснення при такому коефіцієнті пластичного натягу, відповідно, може досягати 6% у другій кліті, 7,5% у третій кліті та 10% у четвертій кліті. У першій кліті рекомендується приймати у межах 2,5–3%. Проте задля забезпечення стійкого захоплення величину обтискання зазвичай знижують.

У передчистових та чистових клітях стану обтискання також знижують, але для зниження навантажень на валки та підвищення точності готових труб. В останній кліті калібруючої групи обтискання приймають рівним нулю, передостанньої до 0,2 від обтиснення в останній кліті середньої групи.

У середній групі клітей практикують рівномірний та нерівномірний розподіл приватних деформацій. При рівномірному розподілі обтискання у всіх клітинах цієї групи приймають незмінними. Нерівномірний розподіл приватних деформацій може мати кілька варіантів і бути охарактеризований наступними закономірностями:

обтискання в середній групі пропорційно зменшують від перших клітей до останніх – режим падіння;

у кількох перших клітинах середньої групи приватні деформації зменшують, а решту залишають постійними;

обтискання в середній групі спочатку збільшують, а потім зменшують;

у перших клітинах середньої групи приватні деформації залишають постійними, а інших зменшують.

При падаючих режимах деформацій у середній групі клітей зменшуються відмінності у величині потужності прокатки та навантаження на привід, що викликаються зростанням опору деформації металу в міру прокатки, внаслідок зниження температури і підвищення швидкості деформації. Вважається, що зменшення обтискань до кінця табору також дозволяє покращити якість зовнішньої поверхні труб і знизити поперечну різниця.

При розрахунку калібрування валків приймаємо рівномірний розподіл обтискань.

Величини приватних деформацій за клітями табору наведено на рис. 3.1.

Розподіл обтискань

Виходячи з прийнятих величин приватних деформацій, середні діаметри калібрів можна розрахувати за формулою.

.

Для першої кліті табору (i=1) d i -1 =D 0 =94 мм, тоді

мм.

Розраховані за цією формулою середні діаметри калібрів наведені в приклад.1.

3.3.2 Визначення розмірів калібрів валків

Форма калібрів тривалкових станів показано на рис. 3.2.

Овальний калібр отримують окреслюючи його радіусом з центром, зміщеним щодо осі прокатки на величину ексцентриситету e.

Форма калібру

Значення радіусів та ексцентриситету калібрів визначають за шириною та висотою калібрів за формулами:

Для визначення розмірів калібру необхідно знати величини його півосей a і b, а їх визначення – величину овальності калібру

Для визначення овальності калібру можна використати формулу:

Ступеневий показник q характеризує можливу величину розширення калібру. При редукуванні в тривалкових клітинах приймають q=1,2.

Величини півосей калібру визначаються залежностями:

де f–поправочний коефіцієнт, який можна розрахувати за наближеною формулою

Зробимо розрахунок розмірів калібру за наведеними вище формулами для першої кліті.

Для інших клітин розрахунок проводиться аналогічним чином.

В даний час проточку калібрів валків проводять після встановлення валків робочу кліть. Розточування ведуть на спеціальних верстатах круглою фрезою. Схема розточування показана на рис. 3.3.

Рис. 3.3 - Схема розточування калібру

Для отримання калібру із заданими величинами a та b необхідно визначити діаметр фрези D ф та її зміщення щодо площини осей валків (параметр Х). D ф і X визначаються такими математично точними формулами:

Для тривалкових станів кут a дорівнює 60 °. Di - ідеальний діаметр валків, Di = 330мм.

Розраховані за наведеними вище формулами величини зведені у табл. 3.2.

Таблиця 3.2 - Калібрування валків

Номер кліті	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 Розрахунок швидкісного режиму

Розрахунок швидкісного режиму роботи стану полягає у визначенні чисел оборотів валків та за ними чисел оборотів двигунів.

При прокатуванні труб з натягом великий вплив зміну товщини стінки надає величина пластичного натягу. У зв'язку з цим у першу чергу необхідно визначити коефіцієнт загального пластичного натягу на стані - z заг, який забезпечив би отримання необхідної стінки. Розрахунок z заг наведено у п.3.3.

,

де - коефіцієнт враховує вплив позаконтактних зон деформації:

;

l i - Довжина дуги захоплення:

;

- Кут захоплення:

;

f - Коефіцієнт тертя, приймаємо f = 0,5; а – число валків у кліті, а=3.

У першій робочій кліті z з1 = 0. У наступних клітях можна прийняти z п i -1 = z i .

,

;

;

.

Підставляючи в наведені вище формули дані для першої кліті отримаємо:

мм;

;

;

;

; ;

мм.

Провівши аналогічні розрахунки для другої кліті отримали такі результати: z п2 = 0,42, S 2 = 3,251 мм, z п3 = 0,426, S 3 = 3,252 мм, z п4 = 0,446, S 4 = 3,258 мм. У цьому розрахунок z п i за наведеною методикою припиняємо, т.к. виконується умова z п2 >z заг.

З умови повної пробуксовки визначаємо максимально можливий натяг z з останньої кліті, що деформує, тобто. z з21. У цьому приймаємо, що z п21 =0.

.

мм;

;

;

Товщину стінки перед 21-ї кліттю, тобто. S 20 можна визначити за формулою:

.

;

; ;

мм.

Провівши аналогічні розрахунки для 20-ї кліті отримали такі результати: 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 = S16 = 3,151 мм. У цьому розрахунок z п i припиняємо, т.к. виконується умова z з14 >z заг.

Розраховані значення товщини стінки за клітками табору наведені в табл. 2.20.

Для визначення чисел оборотів валків необхідно знати діаметри валків, що катають. Для визначення катаючих діаметрів можна використовувати формули наведені в:

, (2)

де D i – діаметр валка по вершині;

.

Якщо , то розрахунок катаючого діаметра валків слід вести за рівнянням (1), якщо ця умова не виконується, то треба використовувати (2).

Величина характеризує положення нейтральної лінії у разі, коли її приймають паралельної (у плані) осі прокатки. З умови рівноваги сил в осередку деформації для такого розташування зон ковзання

,

Задавшись вхідною швидкістю прокатки V вх =1,0 м/с, розрахували число обертів валків першої кліті

про/хв.

Обороти в інших клітинах знайшли за формулою:

.

Результати розрахунку швидкісного режиму наведено у табл.3.3.

Таблиця 3.3 – Результати розрахунку швидкісного режиму

Номер кліті	S, мм	Dкат, мм	n, про/хв
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

За даними табл.3.3. побудовано графік зміни оборотів валків (рис. 3.4.).

Частота обертання валків

3.5 Силові параметри прокатки

Відмінною особливістю процесу редукування в порівнянні з іншими видами поздовжньої прокатки є наявність значних за величиною міжклітинних натягів. Наявність натягу значно впливає на силові параметри прокатки - тиск металу на валки і моменти прокатки.

Зусилля металу на валок Р є геометричною сумою вертикальної Р і горизонтальної Р г складових:

Вертикальна складова зусилля металу на валки визначається за такою формулою:

,

де р - Середній питомий тиск металу на валок; l - Довжина зони деформації; d – діаметр калібру; а – число валків у кліті.

Горизонтальна складова Р г дорівнює різниці зусиль переднього та заднього натягу:

де z п, z з - Коефіцієнти переднього і заднього пластичного натягу; F п, F з – площа поперечного перерізу переднього та заднього кінців труби; s S – опір деформації.

Для визначення середніх питомих тисків рекомендується скористатися формулою В.П. Анісіфорова:

.

Момент прокатки (сумарний на кліть) визначають за формулою:

.

Опір деформації визначається за такою формулою:

,

де Т - температура прокатки, ° С; Н - інтенсивність швидкостей деформації зсуву, 1/с; e – відносне обтиснення; К 1 , К 2 , К 3 , К 4 , К 5 – емпіричні коефіцієнти для сталі 10: К 1 =0,885, К 2 =7,79, К 3 =0,134, К 4 =0,164, К 5 =(–2 ,8).

Інтенсивність швидкостей деформації визначається за формулою

де L – ступінь деформації зсуву:

t – час деформації:

Кутова швидкість валка знаходиться за формулою:

,

Потужність знаходиться за формулою:

У табл. 3.4. наведено результати розрахунку силових параметрів прокатки за наведеними вище формулами.

Таблиця 3.4 – Силові параметри прокатки

Номер кліті	s S , МПа	р, кН/м2	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	-	-	-	-

За даними табл. 3.4 побудовано графіки зміни силових параметрів прокатки по клітях табору (рис.3.5., 3.6., 3.7.).

Зміна середнього питомого тиску

Зміна зусилля металу на валок

Зміна моменту прокатки

3.6 Дослідження впливу перехідних швидкісних режимів редукування на величину поздовжньої рознесеності кінцевих ділянок готових труб

3.6.1 Опис алгоритму розрахунку

Дослідження проводилося з метою отримання даних про вплив перехідних швидкісних режимів редукування на величину поздовжньої рознесеності кінцевих ділянок готових труб.

Визначення коефіцієнта межклетевого натягу за відомими оборотами валків, тобто. Залежно Zn i =f(n i /n i -1) проводилося за методикою вирішення так званої зворотної задачі, запропонованої Г.І. Гуляєвим з метою отримання залежності товщини стінки від оборотів валків.

Суть методики ось у чому.

Процес редукування труб можна описати системою рівнянь, що відображають дотримання закону сталості секундних обсягів і рівноваги сил в осередку деформації:

(3.1.)

У свою чергу, як відомо,

Dкат i = j(Zз i , Zп i , А i),

m i = y(Zз i , Zп i , B i),

де А i і B i - величини, що не залежать від натягу, n i -число обертів в i-ої кліті, i - коефіцієнт витяжки в i-ої кліті, Dкат i -катающий діаметр валка в i-ої кліті, Zп i , Zз i - коефіцієнти переднього та заднього пластичного натягу.

Враховуючи, що Zз i = Zп i -1 систему рівнянь (3.1.) можна записати у загальному вигляді так:

(3.2.)

Систему рівнянь (3.2.) вирішуємо щодо переднього та заднього коефіцієнтів пластичного натягу методом послідовних наближень.

Приймаючи Zз1=0 задаємо значення Zп1 і з першого рівняння системи (3.2.) методом ітерації визначаємо Zп 2 потім з другого рівняння - Zп 3 і т. д. Задаючись величиною Zп 1 можна знайти таке рішення, при якому Zп n = 0 .

Знаючи коефіцієнти переднього та заднього пластичного натягу, визначаємо товщину стінки після кожної кліті за формулою:

(3.3.)

де А - коефіцієнт, що визначається за формулою:

;

;

z i - середній (еквівалентний) коефіцієнт пластичного натягу

.

3.6.2 Результати дослідження

Використовуючи результати розрахунків калібрування інструменту (п. 3.3.) і швидкісного налаштування стану (швидкостей обертання валків) при процесі редукування (п. 3.4.) у програмному середовищі MathCAD 2001 Professional здійснили рішення системи (3.2.) і вирази (3.3.) з метою визначення зміни товщини стінки.

Скоротити довжину потовщених кінців можна рахунок збільшення коефіцієнта пластичного натягу шляхом зміни обертів валків при прокатці кінцевих ділянок труби.

В даний час на редукційному стані ТПА-80 створено систему управління швидкісним режимом безперервної безоправної прокатки. Ця система дозволяє динамічно регулювати обороти валків клітей РРС при прокатці кінцевих ділянок труб відповідно до заданої лінійної залежності. Таке регулювання оборотів валків при прокатуванні кінцевих ділянок труб називається "клин швидкостей". Оберти валків при прокатці кінцевих ділянок труби розраховуються за формулою:

, (3.4.)

де n i -оберти валків в i-ої кліті при встановленому режимі, K i -коефіцієнт зниження обертів валків у %, i-номер кліті.

Залежність коефіцієнта зниження обертів валків у кліті від номера кліті є лінійною

І = (рис.3.8.).

Залежність коефіцієнта зниження обертів валків у кліті від номера кліті.

Вихідними даними для використання цього режиму регулювання є:

Кількість клітей, у яких змінюється швидкісна настройка, обмежується довжиною потовщених кінців (3…6);

Величина зниження оборотів валків у першій кліті стану обмежується можливістю електроприводу (0,5...15%).

У цій роботі для дослідження впливу швидкісного налаштування РРС на кінцеву поздовжню різницевість було прийнято, що зміна швидкісного налаштування при редукуванні переднього та заднього кінців труб здійснюється в перших 6 клітях. Дослідження проводилося шляхом зміни швидкості обертання валків у перших клітях стану по відношенню до процесу прокатки, що встановився (варіювання кута нахилу прямої на рис. 3.8).

В результаті моделювання процесів заповнення клітей РРС та виходу труби з табору труби отримали залежності товщини стінки переднього та заднього кінців труб від величини зміни швидкості обертання валків у перших клітках табору, які представлені на рис.3.9. та рис.3.10. для труб розміром 33,7 х3, 2 мм. Найбільш оптимальним значенням "клина швидкостей" з точки зору мінімізації довжини кінцевого обрізу та "попадання" товщини стінки в поле допусків стандарту DIN 1629 (допуск по товщині стінки ±12,5%) є K 1 =10-12%.

На рис. 3.11. та рис. 3.12. наведено залежності довжин переднього та заднього потовщених кінців готових труб при використанні "клина швидкостей" (K 1 =10%), отримані в результаті моделювання перехідних процесів. З наведених залежностей можна зробити наступний висновок: використання "клина швидкостей" дає помітний ефект тільки при прокатуванні труб діаметром менше 60 мм з товщиною стінки менше 5мм, а при більшому діаметрі і товщині стінки труби необхідне для досягнення вимог стандарту потонання стінки не відбувається.

На рис. 3.13., 3.14., 3.15., наведено залежності довжин переднього потовщеного кінця від зовнішнього діаметра готових труб для значень товщин стінок рівних 3,5, 4,0, 5,0 мм, при різних значеннях "клина швидкостей" (прийняли коефіцієнт зниження обертів валків K 1 дорівнює 5%, 10%, 15%).

Залежність товщини стінки переднього кінця труби від величини

"клина швидкостей" для типорозміру 33,7х3,2 мм

Залежність товщини стінки заднього кінця труби від величини "клина швидкостей" для типорозміру 33,7 х3, 2 мм

Залежність довжини переднього потовщеного кінця труби від D і S(при K 1 =10%)

Залежність довжини заднього потовщеного кінця труби від D і S (при K 1 =10%)

Залежність довжини переднього стовщеного кінця труби від діаметра готової труби (S=3,5 мм) при різних значеннях “клина швидкостей”.

Залежність довжини переднього потовщеного кінця труби від діаметра готової труби (S=4,0 мм) при різних значеннях "клина швидкостей"

Залежність довжини переднього стовщеного кінця труби від діаметра готової труби (S=5,0 мм) при різних значеннях “клина швидкостей”.

З наведених вище графіків видно, що найбільший ефект з точки зору зменшення кінцевої рознесеності готових труб дає динамічне регулювання оборотів валків РРС в межах K 1 =10 ... 15%. Недостатньо інтенсивна зміна "клина швидкостей" (K 1 =5%) не дозволяє потонити товщину стінки кінцевих ділянок труби.

Також при прокатуванні труб зі стінкою товще 5 мм натяг, що виникає при дії "клина швидкостей", нездатно потонити стінку через недостатню тягнучу здатність валків. При прокатуванні труб діаметром більше 60 мм коефіцієнт витяжки в редукційному стані невеликий, тому потовщення кінців практично не відбувається, отже використання клина швидкостей недоцільно.

Аналіз наведених графіків показав, що застосування "клина швидкостей" на редукційному стані ТПА-80 ВАТ "КресТрубЗавод" дозволяє скоротити довжину переднього потовщеного кінця на 30%, заднього потовщеного кінця 25%.

Як засвідчили розрахунки Мочалова Д.А. для більш ефективного застосування "клина швидкостей" для подальшого скорочення кінцевого обрізу необхідно забезпечити роботу перших клітей в гальмівному режимі з майже повним використанням силових можливостей валків за рахунок використання складнішої нелінійної залежності коефіцієнта зниження обертів валків в даній кліті від номера кліті. Необхідно створити науково обгрунтовану методику визначення оптимальної функції K i =f(i).

Розробка такого алгоритму оптимального управління РРС може бути метою подальшого розвитку УЗС-Р в повноцінну АСУТП ТПА-80. Як показує досвід використання подібних АСУТП регулювання числа оборотів валків при прокатці кінцевих ділянок труб, за даними фірми Маннесманн (пакет прикладних програм CARTA), дозволяє скоротити величину кінцевого обрізу труб більш ніж на 50%, за рахунок системи автоматичного керування процесом редукування труб, яка включає у собі як підсистеми управління станом та вимірювальну підсистему, так і підсистему обчислення оптимального режиму редукування та управління процесом у режимі реального часу.

4. ТЕХНІКО-ЕКОНОМІЧНЕ ОБГРУНТУВАННЯ ПРОЕКТУ

4.1 Сутність планованого заходу

У цьому проекті пропонується запровадження оптимального швидкісного режиму прокатки на редукційно-розтяжному стані. За рахунок цього заходу планується зменшення витратного коефіцієнта металу, причому внаслідок зменшення довжини потовщених кінців готових труб, що відрізаються, очікується збільшення обсягів виробництва на 80 тонн на місяць у середньому.

Капітальні вкладення необхідні реалізації цього проекту становлять 0 крб.

Фінансування проекту можна здійснити за статтею «поточний ремонт», кошторису витрат. Реалізувати проект можна протягом дня.

4.2 Розрахунок собівартості продукції

Калькуляція собівартості 1т. продукції при існуючих нормах обрізу потовщених кінців труб наведено в табл. 4.1.

Калькуляція за проектом наведено в табл. 4.2. Оскільки результатом впровадження проекту не є збільшення випуску продукції, перерахунок значень витрати на переділ у проектній калькуляції не здійснюється. Вигідність проекту полягає у зниженні собівартості за рахунок зменшення відходів по обрізу. Обріз скорочується через зменшення витратного коефіцієнта металу.

4.3 Розрахунок проектних показників

Розрахунок показників проекту провадиться на підставі калькуляції собівартості, наведеної в табл. 4.2.

Економія від зниження собівартості на рік:

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

Прибуток за звітом:

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

Прибуток за проектом:

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

Збільшення прибутку становитиме:

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

Рентабельність продукції становила:

Рентабельність продукції за проектом:

Потік готівки за звітом та за проектом подано в табл.4.3. та 4.4., відповідно.

Таблиця 4.1 - Калькуляція собівартості 1 т прокату у цеху Т-3 ВАТ ”КресТрубЗавод”

№п/п	Стаття витрат	Кількість	Ціна 1 тонни	Сума
1	2	3	4	5
I	Задане в переділ: 1. Заготівля, т/т; 2. Відходи, т/т: обріз некондиційний;
I I	Витрати по переділу 2. Енергетичні витрати: електроенергія силова, кВт/год пар на виробництво, Гкал вода технічна, тм 3 повітря стиснене, тм 3 оборотна вода, тм 3 промливні стоки, тм 3 3. Допоміжні матеріали 7. Змінне обладнання 10. Капітальний ремонт 11. Робота транспортних цехів 12. Інші витрати цеху Разом витрати по переділу
Ш	Загальнозаводські витрати

Таблиця 4.2 – Проектна калькуляція собівартості 1 т прокату

№п/п	Стаття витрат	Кількість	Ціна 1 тонни	Сума
I	Задане в переділ: 1. Заготівля, т/т; 2. Відходи, т/т: обріз некондиційний; Разом задане в переділ за вирахуванням відходів та шлюбу
П	Витрати по переділу 1. Паливо технологічне (газ природний), тут 2. Енергетичні витрати: електроенергія силова, кВт/год пар на виробництво, Гкал вода технічна, тм 3 повітря стиснене, тм 3 оборотна вода, тм 3 промливні стоки, тм 3 3. Допоміжні матеріали 4. Основна зарплата виробничих робітників 5. Додаткова зарплатня виробничих робітників 6. Відрахування на соціальні потреби 7. Змінне обладнання 8. Поточний ремонт та утримання основних засобів 9. Амортизація основних засобів 10. Капітальний ремонт 11. Робота транспортних цехів 12. Інші витрати цеху Разом витрати по переділу
Ш	Загальнозаводські витрати Разом виробнича собівартість
IV	Позавиробничі витрати Разом повна собівартість

Удосконалення технологічного процесу позначиться на техніко-економічних показниках діяльності підприємства в такий спосіб: зросте рентабельність виробництва на 1,45%, економія від зниження собівартості становитиме 12 млн. крб. на рік, що спричинить зростання прибутку.

Таблиця 4.3 – Потік готівки за звітом

Грошові потоки	Року
	1	2	3	4	5
А. Приплив готівки:
- Обсяг виробництва, тн
- Ціна продукції, руб.
Разом приплив
Б. Відтік готівки:
-Операційні витрати
-Податок на прибуток	193789135,29
Разом відтік:	1521432951,34	1521432951,34	1521432951,34	1521432951,34	1521432951,34
Чистий грошовий потік (А-Б)
Коеф. Інверсії	0,8	0,64	0,512	0,41	0,328
Е = 0,25
	493902383,46	889024290,22	1205121815,64	1457999835,97	1457999835,97

Таблиця 4.4 - Потік готівки за проектом

Грошові потоки	Року
	1	2	3	4	5
А. Приплив готівки:
- Обсяг виробництва, тн
- Ціна продукції, руб.
- Виручка від реалізації, руб.
Разом приплив
Б. Відтік готівки:
-Операційні витрати
-Податок на прибуток
Разом відтік:	1526220795,63	1526220795,63	1526220795,63	1526220795,63	1526220795,63
Чистий грошовий потік (А-Б)	632190135,03	632190135,03	632190135,03
Коеф. Інверсії	0,8	0,64	0,512	0,41	0,328
Е = 0,25
Дисконтований потік (А-Б) * До інв
Кумулятивний грошовий потік ЧДД

Фінансовий профіль проекту представлено на рис.4.1. Згідно з графіками, наведеними на рис. 4.1. кумулятивний ЧДД проекту перевищує плановий показник, що говорить про безумовну вигідність проекту. Кумулятивний ЧДД, розрахований для проекту, що впроваджується, з першого року є позитивною величиною, оскільки проект не вимагав капітальних вкладень.

Фінансовий профіль проекту

Крапка беззбитковості розраховується за формулою:

Точка беззбитковості характеризує мінімальний обсяг продукції, у якому закінчуються збитки, і з'являється перший прибуток.

У табл. 4.5. представлені дані для розрахунку змінних та постійних витрат.

За звітними даними сума змінних витрат за одиницю продукції становить З пер =11212,8р., сума постійних витрат за одиницю продукції З пост = 987,7р. Сума постійних витрат за весь обсяг випуску за звітом становить 107780796,98р.

За проектними даними сума змінних витрат З пер =11103,5р., Сума постійних витрат З пост = 987,7р. Сума постійних витрат за весь обсяг випуску за звітом становить 108768496,98р.

Таблиця 4.5 - Частка постійних витрат у структурі планової та проектної собівартості

№п/п	Стаття витрат	Сума за планом, руб.	Сума за проектом, руб.	Частка постійних витрат у структурі витрат за переділом, %
1	2	3	4	5
1	Витрати по переділу 1. Паливо технологічне (газ природний), тут 2. Енергетичні витрати: електроенергія силова, кВт/год пар на виробництво, Гкал вода технічна, тм 3 повітря стиснене, тм 3 оборотна вода, тм 3 промливні стоки, тм 3 3. Допоміжні матеріали 4. Основна зарплата виробничих робітників 5. Додаткова зарплатня виробничих робітників 6. Відрахування на соціальні потреби 7. Змінне обладнання 8. Поточний ремонт та утримання основних засобів 9. Амортизація основних засобів 10. Капітальний ремонт 11. Робота транспортних цехів 12. Інші витрати цеху Разом витрати по переділу
2	Загальнозаводські витрати Разом виробнича собівартість			100
3	Позавиробничі витрати Разом повна собівартість			100

За звітними даними точка беззбитковості складає:

ТБ від т.

За проектом точка беззбитковості складає:

ТБ пр т.

У табл. 4.6. проведено розрахунок виручки та всіх видів витрат на виробництво реалізованої продукції, необхідних для визначення точки беззбитковості. Графіки розрахунку точки беззбитковості за звітом та за проектом представлені на рис.4.2. та рис.4.3. відповідно.

Таблиця 4.6 – Дані для розрахунку точки беззбитковості

Розрахунок точки беззбитковості за звітом

Розрахунок точки беззбитковості за проектом

Техніко-економічні показники проекту представлені у табл. 4.7.

У результаті можна дійти невтішного висновку, що запропоноване у проекті захід дозволить знизити собівартість одиниці виробленої продукції на 1,45% з допомогою скорочення змінних витрат, що сприяє збільшенню прибутку на 19,5 млн. крб. за річного обсягу виробництва 110123,01 тонни. Результатом впровадження проекту є зростання кумулятивного чистого дисконтованого доходу порівняно з плановою величиною в даний період. Також позитивним моментом є зниження порога беззбитковості із 12,85 тис. тонн до 12,8 тис. тонн.

Таблиця 4.7 – Техніко-економічні показники проекту

№ п/п	Показник	Звіт	Проект	Відхилення
				Абсолютне	%
1	Обсяг виробництва продукції: у натуральному вираженні, т у вартісному вираженні, тис.руб.
2	Вартість основних виробничих фондів, тис. руб.	6775032	6775032	0	0
3	Загальні витрати (повна собівартість): всього випуску, тис. руб. одиниці виробленої продукції, руб.
4	Рентабельність продукції, %	60,65	62,1	1,45	2,33
5	Чистий дисконтований дохід, ЧДД	1700,136
6	Загальна сума інвестицій, тис. руб.	0
7	Довідково: точка беззбитковості Т.Б., т, значення ставки дисконтування F, внутрішня норма прибутковості ВНД максимальний грошовий відтік До, тис. руб.

ВИСНОВОК

У цьому дипломному проекті розроблено технологію виробництва труб загального призначення за DIN 1629. У роботі розглянуто можливість зниження довжини потовщених кінців, що утворюються під час прокатування на редукційному стані, за рахунок зміни швидкісних налаштувань стану при прокатуванні кінцевих ділянок труби з використанням можливостей системи УЗС–Р. Як показали розрахунки, зниження довжини потовщених кінців може досягати 50 %.

Економічні розрахунки показали, використання запропонованих режимів прокатки дозволить знизити собівартість одиниці виробленої продукції на 1,45 %. Це, за збереження існуючих обсягів виробництва, дозволить вже першого року збільшити прибуток на 20 млн.руб.

Список літератури

1. Анур'єв В.І. "Довідник конструктора-машинобудівника" в 3-х томах, том 1 - М. "Машинобудування" 1980 - 728 с.

2. Анур'єв В.І. "Довідник конструктора-машинобудівника" в 3-х томах, том 2 - М. "Машинобудування" 1980 - 559 с.

3. Анур'єв В.І. "Довідник конструктора-машинобудівника" в 3-х томах, том 3 - М. "Машинобудування" 1980 - 557 с.

4. Павлов Я.М. "Деталі машин". - Ленінград "Машинобудування" 1968 - 450 с.

5. Васильєв В.І. "Основи проектування технологічного обладнання автотранспортних підприємств" навчальний посібник- Курган 1992 - 88 с.

6. Васильєв В.І. "Основи проектування технологічного обладнання автотранспортних підприємств" - Курган 1992 - 32 с.

ВСТУП.

1 СТАН ПИТАННЯ ПО ТЕОРІЇ ТА ТЕХНОЛОГІЇ ПРОФІЛУВАННЯ БАГАТОГРАНИХ ТРУБ БЕЗПЕРУВАЛЬНИМ ВОЛОЧЕННЯМ (ЛІТЕРАТУРНИЙ ОГЛЯД).

1.1 Сортамент профільних труб із плоскими гранями та їх використання у техніці.

1.2 Основні способи виробництва профільних труб із плоскими гранями.

1.4 Волочильний фасонний інструмент.

1.5 Волочення багатогранних гвинтоподібно-закручених труб.

1.6 Висновки. Мета та завдання досліджень.

2 РОЗРОБКА МАТЕМАТИЧНОЇ МОДЕЛІ ПРОФІЛЮВАННЯ ТРУБ ВОЛОЧЕННЯМ.

2.1 Основні положення та припущення.

2.2 Опис геометрії осередку деформації.

2.3 Опис силових параметрів процесу профілювання.

2.4 Оцінка заповнюваності кутів волоки та утяжки граней профілю.

2.5 Опис алгоритму розрахунку параметрів профілювання.

2.6 Комп'ютерний аналіз силових умов профілювання квадратних труб безправковим волочінням.

2.7 Висновки.

3 РОЗРАХУНОК ІНСТРУМЕНТА НА МІЦНІСТЬ ДЛЯ ВОЛОЧЕННЯ ПРОФІЛЬНИХ ТРУБ.

3.1 Постановка задачі.

3.2 Визначення напруженого стану волоки.

3.3 Побудова функцій, що відображають.

3.3.1 Квадратний отвір.

3.3.2 Прямокутний отвір.

3.3.3 Плоскоовальний відвід.

3.4 Приклад розрахунку напруженого стану волоки із квадратним отвором.

3.5 Приклад розрахунку напруженого стану волоки із круглим отвором.

3.6 Аналіз одержаних результатів.

3.7 Висновки.

4 ЕКСПЕРИМЕНТАЛЬНІ ДОСЛІДЖЕННЯ З ПРОФІЛУВАННЯ КВАДРАТНИХ І ПРЯМОКУТНИХ ТРУБ ВОЛОЧЕННЯМ.

4.1 Методика проведення експерименту.

4.2 Профілювання квадратної труби волочінням за один перехід в одну волоку.

4.3 Профілювання квадратної труби волочінням за один перехід із протинатягом.

4.4 Трифакторна лінійна математична модельпрофільування квадратних труб.

4.5 Визначення заповнюваності кутів волоки та утяжки граней.

4.6 Удосконалення калібрування каналів волокон для прямокутних труб.

4.7 Висновки.

5 ВОЛОЧЕННЯ ПРОФІЛЬНИХ Гвинтообразно закручених труб.

5.1 Вибір технологічних параметрів волочіння з крученням.

5.2 Визначення моменту, що крутить.

5.3 Визначення зусилля протягування.

5.4 Експериментальні дослідження.

5.5 Висновки.

Рекомендований список дисертацій

• Волочіння тонкостінних труб інструментом, що обертається 2009 рік, кандидат технічних наук Пастушенко, Тетяна Сергіївна

• Удосконалення технології безоправного волочіння тонкостінних труб у блок волок з гарантованою товщиною стінки 2005 рік, кандидат технічних наук Каргін, Борис Володимирович

• Удосконалення процесів та машин для виготовлення холоднопрофільованих труб на основі моделювання вогнища деформації 2009 рік, доктор технічних наук Паршин, Сергій Володимирович

• Моделювання процесу профілювання багатогранних труб з метою його вдосконалення та вибору параметрів стану 2005 рік, кандидат технічних наук Семенова, Наталія Володимирівна

• Волочіння труб з анізотропного матеріалу, що зміцнюється 1998 рік, кандидат технічних наук Черняєв, Олексій Володимирович

Введення дисертації (частина автореферату) на тему «Удосконалення процесу профілювання багатогранних труб безправковим волочінням»

Актуальність теми. Активний розвиток виробничої сфери економіки, жорсткі вимоги до економічності та надійності продукції, а також ефективності виробництва вимагають застосування ресурсозберігаючих видів техніки та технології. Для багатьох галузей будівельної індустрії, машинобудування, приладобудування, радіотехнічної промисловості одним із рішень є використання труб економічних видів (теплообмінні та радіаторні труби, хвилеводи та ін.), що дозволяє: збільшити потужність установок, міцність та довговічність конструкцій, знизити їхню металоємність, економити матеріали покращити зовнішній вигляд. Широка номенклатура та значний обсяг споживання профільних труб зробили освоєння їх виробництва у Росії необхідним. В даний час основна маса фасонних труб виготовляється в трубоволочильних цехах, так як операції холодної прокатки та волочіння досить розвинені у вітчизняній промисловості. У зв'язку з цим особливо актуальним є вдосконалення діючого виробництва: розробка та виготовлення оснастки, впровадження нових технологій та методів.

Найбільш поширені види фасонних труб - багатогранні (квадратні, прямокутні, шестигранні та ін) труби високої точності, одержувані безоправним волочінням за один прохід.

Актуальність теми дисертації визначається необхідністю підвищення якості багатогранних труб шляхом удосконалення процесу їхнього профілювання без оправлення.

Метою роботи є вдосконалення процесу профілювання багатогранних труб безоправним волочінням шляхом розробки методик розрахунку технологічних параметрів та геометрії інструменту.

Для досягнення поставленої мети необхідно вирішити такі завдання:

1. Створити математичну модель профілювання багатогранних труб безоправочним волочінням для оцінки силових умов з урахуванням нелі6 нійного закону зміцнення, анізотропії властивостей та складної геометрії каналу волоки.

2. Визначити силові умови в залежності від фізичних, технологічних та конструкційних параметрів профілювання при безоправному волочении.

3. Розробити методику оцінки заповнюваності кутів волоки та утяжки граней при волоченні багатогранних труб.

4. Розробити методику розрахунку міцність фасонних волок визначення геометричних параметрів інструмента.

5. Розробити методику розрахунку технологічних параметрів при одночасному профілюванні та крученні.

6. Провести експериментальні дослідження технологічних параметрів процесу, що забезпечують високу точність розмірів багатогранних труб та перевірити адекватність розрахунку технологічних параметрів профілювання за математичною моделлю.

Методи досліджень. Теоретичні дослідження базувалися на основних положеннях та припущеннях теорії волочіння, теорії пружності, методі конформних відображень, обчислювальної математики.

Експериментальні дослідження проводили у лабораторних умовах із застосуванням методів математичного планування експерименту на універсальній випробувальній машині ЦДМУ-30.

Автор захищає результати розрахунку технологічних та конструкційних параметрів профілювання багатогранних труб безоправним волочінням: методику розрахунку на міцність фасонної волоки з урахуванням нормальних навантажень у каналі; методику розрахунку технологічних параметрів процесу профілювання багатогранних труб безоправним волочінням; методику розрахунку технологічних параметрів при одночасному профілюванні та крученні при безоправному волоченні гвинтових тонкостінних багатогранних труб; Результати експериментальних досліджень.

Наукова новизна. Встановлено закономірності зміни силових умов при профілюванні багатогранних труб безправковим волочінням з урахуванням нелінійного закону зміцнення, анізотропії властивостей та складної геометрії каналу волоки. Розв'язано завдання визначення напруженого стану фасонної волоки, що під дією нормальних навантажень у каналі. Дано повний запис рівнянь напружено-деформованого стану при одночасному профілюванні та крученні багатогранної труби.

Достовірність результатів досліджень підтверджена строгою математичною постановкою задач, застосуванням аналітичних методів розв'язання задач, сучасними методамипроведення дослідів та обробки експериментальних даних, відтворюваністю результатів експерименту, задовільною збіжністю розрахункових, експериментальних даних та результатів практики, відповідності результатів моделювання технології виготовлення та характеристикам готових багатогранних труб.

Практична цінність роботи полягає в наступному:

1. Запропоновано режими одержання квадратних труб 10x10x1мм із сплаву Д1 високої точності, що підвищують вихід придатного на 5%.

2. Визначено розміри фасонних волок, що забезпечують їхню працездатність.

3. Поєднання операцій профілювання та кручення скорочує технологічний цикл виготовлення гвинтових багатогранних труб.

4. Удосконалено калібрування каналу фасонної волоки для профілювання прямокутних труб 32x18x2мм.

Апробація роботи. Основні положення дисертаційної роботи доповідені та обговорені на міжнародній науково-технічній конференції, присвяченій 40-річчю Самарського металургійного заводу «Нові напрямки розвитку виробництва та споживання алюмінію та його сплавів» (Самара: СДАУ, 2000р.); 11 міжвузівської конференції «Математичне моделювання та крайові завдання», (Самара: СДТУ, 2001р.); другої міжнародної науково-технічної конференції "Металофізика, механіка матеріалів та процесів деформування" (Самара: СДАУ, 2004р.); XIV Туполівські читання: міжнародна молодіжна наукова конференція (Казань: КДТУ, 2006р.); IX Королівські читання: міжнародна молодіжна наукова конференція (Самара: СДАУ, 2007р.).

Публікації Матеріали, що відображають основний зміст дисертації, опубліковані в 11 роботах, у тому числі у провідних наукових виданнях, що рецензуються, визначених Вищою атестаційною комісією - 4.

Структура та обсяг роботи. Дисертація складається з основних умовних позначень, вступу, п'яти розділів, списку літератури та додатку. Робота викладена на 155 сторінках машинописного тексту, включаючи 74 малюнки, 14 таблиць, бібліографію зі 114 найменувань та додаток.

Автор висловлює подяку колективу кафедри обробки металів тиском за сприяння, а також науковому керівнику, професору кафедри, д.т.н. В.Р. Каргіну за цінні зауваження та практичну допомогу у роботі.

Подібні дисертаційні роботи за спеціальністю "Технології та машини обробки тиском", 05.03.05 шифр ВАК

• Удосконалення технології та обладнання для виробництва капілярних труб із нержавіючої сталі 1984 рік, кандидат технічних наук Трубіцин, Олександр Пилипович

• Удосконалення технології складання волочінням складових труб складних поперечних перерізів із заданим рівнем залишкових напруг. 2002 рік, кандидат технічних наук Федоров, Михайло Васильович

• Удосконалення технології та конструкції волокон для виготовлення шестигранних профілів на основі моделювання в системі "заготівля-інструмент" 2012 рік, кандидат технічних наук Малаканів, Сергій Олександрович

• Дослідження моделей напружено-деформованого стану металу при волоченні труб та розробка методики визначення силових параметрів волочіння на самовстановлюючій оправці 2007 рік, кандидат технічних наук Малевич, Микола Олександрович

• Удосконалення обладнання, інструменту та технологічних засобів для волочіння високоякісних прямошовних труб 2002 рік, кандидат технічних наук Манохіна, Наталія Григорівна

Висновок дисертації на тему «Технології та машини обробки тиском», Шокова, Катерина Вікторівна

ОСНОВНІ РЕЗУЛЬТАТИ І ВИСНОВКИ З РОБОТИ

1. З аналізу науково-технічної літератури випливає, що одним із раціональних та продуктивних процесів виготовлення тонкостінних багатогранних труб (квадратних, прямокутних, шестигранних, восьмигранних) є процес безоправного волочіння.

2. Розроблено математичну модель процесу профілювання багатогранних труб безоправним волочінням, що дозволяє визначати силові умови з урахуванням нелінійного закону зміцнення, анізотропії властивостей матеріалу труби та складної геометрії каналу волоки. Модель реалізована серед програмування Delphi 7.0.

3. За допомогою математичної моделі встановлено кількісний вплив фізичних, технологічних та конструкційних факторів на силові параметри процесу профілювання багатогранних труб безоправним волочінням.

4. Розроблено методики оцінки заповнюваності кутів волоки та утяжки граней при безоправному волоченні багатогранних труб.

5. Розроблено методику розрахунку на міцність фасонних волок з урахуванням нормальних навантажень у каналі, засновану на функції напружень Ері, методі конформних відображень та третьої теорії міцності.

6. Експериментально побудовано трифакторну математичну модель профілювання квадратних труб, що дозволяє вибрати технологічні параметри, що забезпечують точність геометрії одержуваних труб.

7. Розроблено та доведено до інженерного рівня методику розрахунку технологічних параметрів при одночасному профілюванні та скручуванні багатогранних труб безоправним волочінням.

8. Експериментальні дослідження процесу профілювання багатогранних труб безоправним волочінням показали задовільну збіжність результатів теоретичного аналізу з експериментальними даними.

Список літератури дисертаційного дослідження кандидат технічних наук Шокова, Катерина Вікторівна, 2008 рік

1. A.c. 1045977 СРСР, МКИ3 В21СЗ/02. Інструмент для волочіння тонкостінних фасонних труб Текст. / В.М. Єрмаков, Г.П. Моїсеєв, A.B. Сунцов та ін. (СРСР). №3413820; заявл. 31.03.82; опубл. 07.10.83, Бюл. №37. – Зс.

2. A.c. 1132997 СРСР, МКИ3 В21СЗ/00. Складова волока для волочіння багатогранних профілів із парним числом граней Текст. / В.І. Ребрін, A.A. Павлов, Е.В. Нікулін (СРСР). -№3643364/22-02; заявл. 16.09.83; опубл. 07.01.85, Бюл. №1. -4С.

3. A.c. 1197756 СРСР, МКИ4В21С37/25. Метод виготовлення прямокутних труб Текст. / П.М. Калінушкін, В.Б. Фурманов та ін. (СРСР). №3783222; заявл.24.08.84; опубл. 15.12.85, Бюл. №46. - 6с.

4. A.c. 130481 СРСР, МКІ 7с5. Пристрій для скручування некруглих профілів волочінням Текст. / В.Л. Колмогоров, Г.М. Моїсеєв, Ю.М. Шакмаєв та ін. (СРСР). №640189; заявл. 02.10.59; опубл. 1960 Бюл. №15. -2С.

5. A.c. 1417952 СРСР, МКИ4В21С37/15. Спосіб виготовлення багатогранних профільних труб Текст. / A.B. Юков, А.А. Шкуренко та ін. (СРСР). №4209832; заявл. 09.01.87; опубл. 23.08.88, Бюл. №31. - 5с.

6. A.c. 1438875 СРСР, МКИ3 В21С37/15. Метод виготовлення прямокутних труб Текст. / А.Г. Михайлов, Л.Б. Маслан, В.П. Бузин та ін. (СРСР). №4252699/27-27; заявл. 28.05.87; опубл. 23.11.88, Бюл. №43. -4С.

7. A.c. 1438876 СРСР, МКИ3 В21С37/15. Пристрій для перепрофілювання круглих труб прямокутні Текст. / А.Г. Михайлов, Л.Б. Маслан, В.П. Бузин та ін. (СРСР). №4258624/27-27; заявл. 09.06.87; опубл. 23.11.88, Бюл. №43. -Зд.

8. A.c. 145522 СРСР МКІ 7Ь410. Фільєр для волочіння труб Текст./Е.В.

9. Кущ, B.K. Іванов (СРСР).-№ 741262/22; заявл. 10.08.61; опубл. 1962, Бюл. -Зд.

10. A.c. 1463367 СРСР, МКИ4 В21С37/15. Спосіб виготовлення труб Текст. / В.В. Яковлєв, В.А. Шурінов, А.І.Павлов та В.А. Бєлявін (СРСР). №4250068/23-02; заявл. 13.04.87; опубл. 07.03.89, Бюл. №9. -2С.

11. A.c. 590029 СРСР, МКИ2В21СЗ/00. Волока для волочіння багатогранних тонкостінних профілів Текст. / B.JI. Дилдін, В.А. Альошин, Г.П. Мойсеєв та ін. (СРСР). №2317518/22-02; заявл. 30.01.76; опубл. 30.01.78, Бюл. №4. -Зд.

12. A.c. 604603 СРСР, МКІ2 В21СЗ/00. Волока для волочіння прямокутного дроту Текст. / JI.C. Ватрушин, І.Ш. Берін, A.JI. Чечурін (СРСР). -№2379495/22-02; заявл. 05.07.76; опубл.30.04.78, Бюл. № 16. 2 с.

13. A.c. 621418 СРСР, МКІ2 В21СЗ/00. Інструмент для волочіння багатогранних труб із парним числом граней Текст. / Г.А. Савін, В.І. Панченко, В.К. Сидоренко, Л.М. Шлосберг (СРСР). №2468244/22-02; заявл. 29.03.77; опубл. 30.08.78, Бюл. №32. -2С.

14. A.c. 667266 СРСР, МКІ2 В21СЗ/02. Волока Текст. / A.A. Фотов, В.М. Дуєв, Г.П. Моїсеєв, В.М. Єрмаков, Ю.Г. Хороших (СРСР). №2575030/22-02; заявл. 01.02.78; опубл. 15.06.79, Бюл. №22, -4с.

15. A.c. 827208 СРСР, МКИ3 В21СЗ/08. Пристрій виготовлення профільних труб Текст. / І.А. Ляшенко, Г.П. Мотсєєв, С.М. Подоскін та ін. (СРСР). №2789420/22-02; заявл.29.06.79; опубл. 07.05.81, Бюл. №17. – Зс.

16. A.c. 854488 СРСР, МКИ3 В21СЗ/02. Волочильний інструмент Текст.

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

18. A.c. 856605 СРСР, МКІ3 В21СЗ/02. Волока для волочіння профілів Текст. / Ю.С. Зиков, А.Г. Васильєв, A.A. Кочетков (СРСР). №2798564/22-02; заявл. 19.07.79; опубл. 23.08.81, Бюл. №31. -Зд.

19. A.c. 940965 СРСР, МКІ3 В21СЗ/02. Інструмент для виготовлення профільних поверхонь Текст. / І.А. Савельєв, Ю.С. Воскресенський, А.Д. Осма-ніс (СРСР). - № 3002612; заявл. 06.11.80; опубл. 07.07.82, Бюл. №25. Зд.

20. Адлер, Ю.П. Планування експерименту під час пошуку оптимальних умов Текст./ Ю.П. Адлер, Є.В. Маркова, Ю.В. Грановський М.: Наука, 1971. – 283с.

21. Алиневський, JI.E. Тягові зусилля при холодному волоченні труб Текст./JI.E. Альшевський. М.: Металургіздат, 1952.-124с.

22. Амензаде, Ю.А. Теорія пружності Текст./Ю.А. Амензаде. М: Вища школа, 1971.-288с.

23. Аргунов, В.М. Калібрування фасонних профілів Текст./В.М. Аргунов, М.З. Єрманок. М: Металургія, 1989.-206с.

24. Аришенський, Ю.М. Отримання раціональної анізотропії у листах Текст./Ю.М. Аришенський, Ф.В. Гречніков, В.Ю. Аришенський. М: Металургія, 1987-141с.

25. Аришенський, Ю.М.Теорія та розрахунки пластичного формозміни анізотропних матеріалів Текст./Ю.М. Аришенський, Ф.В. Гречніков.- М.: Металургія, 1990.-304с.

26. Биск, М.Б. Раціональна технологія виготовлення трубоволочильного інструменту Текст./М.Б. Биск-М: Металургія, 1968.-141 с.

27. Вдовін, С.І. Методи розрахунку та проектування на ЕОМ процесів штампування листів та профільних заготовок Текст./С.І. Вдовін - М: Машинобудування, 1988.-160с.

28. Воробйов, Д.М. Калібрування інструменту для волочіння прямокутних труб Текст./Д.М. Воробйов Д.М., В.Р. Каргін, І.І. Кузнєцова// Технологія легких сплавів. -1989. -№. -С.36-39.

29. Видрін, В.М. Виробництво фасонних профілів високої точності Текст./В.М. Видрін та ін -М.: Металургія, 1977.-184с.

30. Громов, Н.П. Теорія обробки металів тиском Текст./Н.П. Громов-М.: Металургія, 1967.-340с.

31. Губкін, С.І. Критика існуючих методів розрахунку робочих напруг при ЗМЗ / С.І. Губкін// Інженерні методи розрахунків технологічних процесівЗМЗ. -М: Машгіз, 1957. С.34-46.

32. Гуляєв, Г.І. Стійкість поперечного перерізу труби при редукуванні Текст./Г.І. Гуляєв, П.М. Івшин, В.К. Янович // Теорія та практика редукування труб. З. 103-109.

33. Гуляєв, Ю.Г. Математичне моделювання процесів ЗМЗ Текст./Ю.Г. Гуляєв, С.А. Чукмасов, А.В. Губинський. Київ: Наук. Думка, 1986. -240с.

34. Гуляєв, Ю.Г.Підвищення точності та якості труб Текст./Ю.Г. Гуляєв, М.З. Володарський, О.І. Лев та інших.- М.: Металургія, 1992.-238с.

35. Гун, Г.Я. Теоретичні основиобробки металів тиском Текст./Г.Я. Гун. М.: Металургія, 1980. – 456с.

36. Гун, Г.Я. Пластична формозміна металів Текст./Г.Я. Гун, П.І. Полухін, Б.А. Прудківський. М: Металургія, 1968. -416с.

37. Данченко, В.М. Виробництво профільних труб Текст./В.М. Данченка,

38. В.А. Сергєєв, Е.В. Нікулін. М: Інтермет Інжиніринг, 2003. -224с.

39. Дністровський, Н.З. Волочення кольорових металів Текст./Н.З. Дністровський. М.: Держ. наук.-техн. вид. літ. за ч. і кол. металургії, 1954. – 270с.

40. Дорохов, А.І. Зміна периметра при волочении фасонних труб Текст./А.І. Дорохов// Бюл. науково-техн. інформації ВНИТИ. М.: Металург-видав, 1959. - № 6-7. – С.89-94.

41. Дорохов, А.І. Визначення діаметра вихідної заготівлі для безоправного волочіння та прокатки прямокутних, трикутних та шестигранних труб Текст./А.І. Дорохов, В.І. Шафір// Виробництво труб / ВНИТИ. М., 1969. -Вип.21. – С. 61-63.

42. Дорохов, А.І. Осьова напруга при волочении фасонних труб без оправки Текст./А.І. Дорохов// Тр. УкрНДТІ. М.: Металугіздат, 1959. -Вип.1. – С.156-161.

43. Дорохов, А.І. Перспективи виробництва холоднодеформованих профільних труб та основи сучасної технології їх виготовлення Текст./А.І. Дорохов, В.І. Ребрін, А.П. Усенка// Труби економічних видів: М.: Металургія, 1982. -С. 31-36.

44. Дорохов, А.І. Раціональне калібрування валків багатоклітьових станів для виробництва труб прямокутного перерізуТекст./А.І. Дорохів, П.В. Сав-кін, А.В. Колпаковський // Технічний прогрес у трубному виробництві. М: Металургія, 1965.-С. 186-195.

45. Ємельяненко, П.Т. Трубопрокатне та трубопрофільне виробництво Текст./П.Т. Омеляненко, A.A. Шевченка, С.І. Борисів. М.: Металургіздат, 1954.-496с.

46. ​​Єрманок, М.З. Пресування панелей із алюмінієвих сплавів. М: Металургія. – 1974. –232с.

47. Єрманок, М.З. Застосування безоправного волочіння при виробництві 1 "труб Текст. / М.З. Єрманок. М.: Колірметінформація, 1965. - 101с.

48. Єрманок, М.З. Розвиток теорії волочіння Текст./М.З. Єрманок // Кольорові метали. -1986. №9. - С. 81-83.

49. Єрманок, М.З. Раціональна, технологія виробництва прямокутних труб із алюмінію Текст./М.З. Єрманок М.З., В.Ф. Клейменів. // Кольорові метали. 1957. – №5. – С.85-90.

50. Зиков, Ю.С. Оптимальне співвідношення деформацій при волочении прямокутних профілів Текст./Ю.С. Зиков, А.Г. Васильєв, A.A. Кочетков // Кольорові метали. 1981. - №11. -С.46-47.

51. Зиков, Ю.С. Вплив профілю волочильного каналу на зусилля волочіння Текст./Ю.С. Зиков// Известия вузів. Чорна металургія. 1993. -№2. – С.27-29.

52. Зиков, Ю.С. Дослідження комбінованої форми поздовжнього профілю робочої зониволоки Текст./Ю.С. Зиков// Металургія та коксохімія: Обробка металів тиском. – Київ: Техніка, 1982. – Вип.78. З. 107-115.

53. Зиков, Ю.С. Оптимальні параметри волочіння прямокутних профілів Текст./Ю.С. Зиков // Кольорові мегали. 1994. - №5. – С.47-49. .

54. Зиков, Ю.С. Оптимальні параметри процесу волочіння прямокутного профілю Текст./Ю.С. Зиков // Кольорові метали. 1986. - №2. – С. 71-74.

55. Зиков, Ю.С. Оптимальні кути волочіння металу, що зміцнюється Текст./Ю.С. Зиков.// Известия вузів. 4M. 1990. - №4. – С.27-29.

56. Іллюшин, A.A. Пластичність. Частина перша. Пружно-пластичні деформації Текст./A.A. Іллюшин. -М: МДУ, 2004. -376 с.

57. Каргін, В.Р. Аналіз безоправного волочіння тонкостінних труб з протинатягом Текст./В.Р. Каргін, Є.В. Шокова, Б.В. Каргін // Вісник СДАУ. Самара: СДАУ, 2003. - №1. – С.82-85.

58. Каргін, В.Р. Введення в спеціальність оброблення металів тиском

59. Текст.: Навчальний посібник/В.Р. Каргін, Є.В. Шокова. Самара: СДАУ, 2003. – 170с.

60. Каргін, В.Р. Волочення гвинтових труб Текст./В.Р. Каргін // Кольорові метали. -1989. №2. – С.102-105.

61. Каргін, В.Р. Основи інженерного експерименту Текст.: навчальний посібник/В.Р. Каргін, В.М. Зайцев. Самара: СДАУ, 2001. – 86с.

62. Каргін, В.Р. Розрахунок інструменту для волочіння квадратних профілів та труб Текст./В.Р. Каргін, М.В.Федоров, Є.В. Шокова // Вісті Самарського наукового центру РАН. 2001. - №2. - Т.З. – С.23 8-240.

63. Каргін, В.Р. Розрахунок потовщення стінки труби при безоправному волоченні Текст./В.Р. Каргін, Б.В. Каргін, Є.В. Шокова// Заготівельні виробництва у машинобудуванні. 2004. -№1. -С.44-46.

64. Касаткін, Н.І. Дослідження процесу профілювання прямокутних труб Текст./Н.І. Касаткін, Т.М. Хоніна, І.В. Комкова, М.П. Панова/Дослідження процесів обробки кольорових металів тиском. - М: Металургія, 1974. Вип. 44. – С. 107-111.

65. Кириченко, О.М. Аналіз економічності різних способіввиробництва профільних труб із постійною товщиною стінки по периметру Текст./О.М. Кириченко, О.І. Губін, Г.І. Денісова, Н.К. Худякова// Труби економічних видів. -М., 1982. -С. 31-36.

66. Клейменов, В.Ф. Вибір заготівлі та розрахунок інструменту для волочіння прямокутних труб з алюмінієвих сплавів Текст./В.Ф. Клейменов, Р.І. Муратов, М.І. Ерліх// Технологія легких сплавів.-1979.- №6.- С.41-44.

67. Колмогоров, В.Л. Інструмент для волочіння Текст./В.Л. Колмогоров, С.І. Орлов, В.Ю. Шевляків. -М: Металургія, 1992. -144с.

68. Колмогоров, B.JI. напруги. Деформація. Руйнування Текст./B.JT. Колмогори. М.: Металургія, 1970. – 229с.

69. Колмогоров, B.JI. Технологічні завдання волочіння та пресування Текст.: навчальний посібник/B.JI. Колмогори. -Свердловськ: УПІ, 1976. -Вип.10. -81С.

70. Копенфельс, В. Практика конформних відображень Текст. / В. Коп-пенфельс, Ф. Штальман. М.: ІЛ, 1963. – 406с.

71. Кофф, З.А. Холодна прокатка труб Текст. / З.А. Кофф, П.М. Соловійчик, В.А. Альошин та ін. Свердловськ: Металургіздат, 1962. - 432с.

72. Крупман, Ю.Г. Сучасний стан світового виробництва труб Текст./Ю.Г. Крупман, J1.C. Ляховецький, О.А. Семенів. М: Металургія, 1992. -81с.

73. Леванов, А.М. Контактне тертя у процесах ЗМД Текст. ЛА.М. Льова-нов, В.Л. Колмагорів, С.Л. Буркін та ін. М.: Металургія, 1976. – 416с.

74. Левітанський, М.Д. Розрахунок техніко-економічних нормативів виробництва труб та профілів з алюмінієвих сплавів на персональних ЕОМ Текст./М.Д. Левітанський, Є.Б. Маковська, Р.П. Назарова// Кольорові метали. -19.92. -№2. -С.10-11.

75. Лисов, М.М. Теорія та розрахунок процесів виготовлення деталей методами згинання Текст./М.М. Лисов М.: Машинобудування, 1966. – 236с.

76. Мусхелішвілі, Н.І. Деякі основні завдання математичної теорії пружності Текст./Н.І. Мусхелішвілі. М: Наука, 1966. -707с.

77. Осадчий, В.Я. Дослідження силових параметрів профілювання труб у волоках та роликових калібрах Текст./В.Я. Осадчий, С.А. Степанцов// Сталь. -1970. -№8.-С.732.

78. Осадчий, В.Я. Особливості деформації при виготовленні профільних труб прямокутного та змінного перерізів Текст./В.Я. Осадчий, С.А. Степанцов// Сталь. 1970. - №8. - С.712.

79. Осадчий, В.Я. Розрахунок напруги і зусиль при волочении труб Текст./

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

81. Осадчий, С.І. Напружено-деформований стан при профілюванні Текст. / В.Я. Осадчий, С.А. Гетія, С.А. Степанцов // Вісті вузів. Чорна металургія. 1984. -№9. -С.66-69.

82. Паршин, B.C. Основи системного вдосконалення процесів та станів холодного волочіння труб Текст./B.C. Паршин. Красноярськ: Вид-во Краснояр. ун-ту, 1986. - 192с.

83. Паршин, B.C. Холодне волочіння труб Текст./B.C. Паршин, A.A. Фотов, В.А. Альошин. М.: Металургія, 1979. – 240с.

84. Перлін, І.Л. Теорія волочіння Текст./І.Л. Перлін, М.З. Єрманок. -М.: Металургія, 1971. - 448с.

85. Перлін, П.І. Контейнери для плоских зливків Текст./П.І. Перлін, Л.Ф. Толченова / / Сб. тр. ВНДІметмаш. ОНТИ ВНИИметмаш, 1960. - №1. -С.136-154.

86. Перлін, П.І. Метод розрахунку контейнерів для пресування із плоского злитка Текст./П.І. Перлін// Вісник машинобудування 1959. - №5. – С.57-58.

87. Попов, Є.А. Основи теорії листового штампування Текст. / Є.А.Попов. -М: Машинобудування, 1977. 278с.

88. Потапов, І.М. Теорія трубного виробництва Текст./І.М. Потапов, А.П. Коліков, В.М. Друян та ін. М.: Металургія, 1991. – 406с.

89. Равін, А.М. Формоутворюючий інструмент для пресування та волочіння профілів Текст./О.М. Равін, Е.Ш. Суходрьов, Л.Р. Дудецька, В.Л. Щербанюк. - Мінськ: Наука та техніка, 1988. 232с.

90. Рахтмайєр, Р.Д. Різнісні методи вирішення крайових завдань Текст./Р.Д. Рахтмайєр. М.: Світ, 1972. – 418с!

91. Савін, Г.А. Волочення труб Текст./Г.А. Савин. М: Металургія, 1993.-336с.

92. Савін, Г.М. Розподіл напруг у отворів Текст./Г.Н.

93. Савін. Київ: Наукова думка, 1968. – 887с.

94. Сегерлінд, JI. Застосування МКЕ Текст./JI. Сегерлінд. М.: Світ, 1977. – 349с.

95. Смирнов-Аляєв, Г.А. Осесиметричне завдання теорії пластичного перебігу при обтисканні, роздачі та волочіння труб Текст./Г.А. Смирнов-Аляєв, Г.Я. Гун// Известия вузів. Чорна металургія. 1961. - №1. – С. 87.

96. Сторожєв, М.В. Теорія обробки металів тиском Текст./М.В. Сторожєв, Є.А. Попов. М: Машинобудування, 1977. -432с.

97. Тимошенко, С.П. Опір матеріалів Текст./С.П. Тимошенко – М.: Наука, 1965. Т. 1,2.-480с.

98. Тимошенко, С.П. Стійкість пружних систем Текст./С.П. Тимошенко. М.: ГІТТЛ, 1955. – 568с.

99. Трусов, П.В. Дослідження процесу профілювання жолобчастих труб Текст./П.В. Трусов, В.Ю. Столбов, І.А. Крон// Обробка металів тиском. -Свердловськ, 1981. №8. – С.69-73.

100. Хукен, В. Підготовка труб до волочіння, способи волочіння та обладнання, що застосовується при волочении Текст./В. Хукен // Виробництво труб. Дюссельдорф, 1975. Пер. з ним. М.: Металургіздат, 1980. - 286с.

101. Шевакін, Ю.Ф. Обчислювальні машини у виробництві труб Текст./Ю.Ф. Шевакін, A.M. Ритіков. М: Металургія, 1972. -240с.

102. Шевакін, Ю.Ф. Калібрування інструменту для волочіння прямокутних труб Текст./Ю.Ф. Шевакін, Н.І. Касаткін// Дослідження процесів обробки тиском кольорових металів. -М: Металургія, 1971. Вип. №34. – С.140-145.

103. Шевакін, Ю.Ф. Виробництво труб Текст./Ю.Ф. Шевакін, А.З. Глейберг. М.: Металургія, 1968. – 440с.

104. Шевакін, Ю.Ф. Виробництво труб із кольорових металів Текст./Ю.Ф. Шевакін, A.M. Ритіков, Ф.С. Сейдалі М.: Металургіздат, 1963. - 355с.

105. Шевакін, Ю.Ф., Ритіков A.M. Підвищення ефективності виробництва труб із кольорових металів Текст./Ю.Ф. Шевакін, A.M. Ритіков. М: Металургія, 1968.-240с.

106. Шокова, Є.В. Калібрування інструменту для волочіння прямокутних труб Текст./Е.В. Шокова// XIV Туполівські читання: міжнародна молодіжна наукова конференція, Казанський держ. техн. ун-т. Казань, 2007. – Том 1. – С. 102103.

107. Шурупов, А.К., Фрейберг М.А. Виробництво труб економічних профілів Текст./А.К. Шурупов, М.А.Фрейберг.-Свердловськ: Металургіздат, 1963-296с.

108. Яковлєв, В.В. Волочення прямокутних труб підвищеної точності Текст./В.В. Яковлєв, Б.А. Смільник, В.А. Балявін та ін// Сталь.-1981.-№6-С.58.

109. Яковлєв, В.В. Контактна напруга при безоправному волоченні труб. Текст./В.В. Яковлєв, В.В. Остряков // Сб: Виробництво безшовних труб. -М: Металургія, 1975. -№ 3. -С.108-112.

110. Яковлєв, В.В., Волочення прямокутних труб на рухомій оправці Текст./В.В. Яковлєв, В.А. Шурінов, В.А. Балявін; ВНИТИ. Дніпропетровськ, 1985. – 6с. - Деп. у Черметінформації 13.05.1985 № 2847.

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

Зверніть увагу, представлені вище наукові тексти розміщені для ознайомлення та отримані за допомогою розпізнавання оригінальних текстівдисертацій (OCR). У зв'язку з чим у них можуть бути помилки, пов'язані з недосконалістю алгоритмів розпізнавання. У PDF файлах дисертацій та авторефератів, які ми доставляємо, таких помилок немає.