3.2 Izračun kotalne mize
Osnovni princip konstruiranja tehnološkega procesa v sodobnih napravah je izdelava cevi enega konstantnega premera na kontinuirnem mlinu, ki omogoča uporabo obdelovanca in tulca prav tako konstantnega premera. Pridobivanje cevi zahtevanega premera je zagotovljeno z redukcijo. Ta sistem delovanja močno olajša in poenostavi nastavitev mlinov, zmanjša število orodij in, kar je najpomembneje, omogoča ohranjanje visoke produktivnosti celotne enote tudi pri valjanju cevi najmanjšega (po zmanjšanju) premera.
Kotalno mizo izračunamo glede na napredek valjanja po metodi, opisani v. Zunanji premer cevi po redukciji je določen z dimenzijami zadnjega para zvitkov.
D p 3 =(1,010..1,015) * D o =1,01 * 33,7=34 mm
kjer je D p premer končne cevi po redukciji.
Debelina stene po kontinuirnih in redukcijskih rezkarjih mora biti enaka debelini stene končne cevi, tj. S n = Sp = S o = 3,2 mm.
Ker po neprekinjenem rezkanju pride cev enakega premera, vzamemo D n = 94 mm. Pri kontinuirnih mlinih kalibracija valja zagotavlja, da je pri zadnjih parih valjev notranji premer cevi 1-2 mm večji od premera trna, tako da bo premer trna enak:
N =d n -(1..2)=D n -2S n -2=94-2*3,2-2=85,6 mm.
Premer trnov vzamemo 85 mm.
Notranji premer tulca mora zagotavljati prosto vstavljanje trna in je 5-10 mm večji od premera trna
d g = n +(5..10)=85+10=95 mm.
Vzamemo steno obloge:
S g =S n +(11..14)=3,2+11,8=15 mm.
Zunanji premer oblog se določi na podlagi velikosti notranjega premera in debeline stene:
D g =d g +2S g =95+2*15=125 mm.
Premer uporabljenega obdelovanca je D z = 120 mm.
Premer trna prebijalnega mlina je izbran ob upoštevanju količine valjanja, tj. dvig notranjega premera obloge v razponu od 3 % do 7 % notranjega premera:
P =(0,92...0,97)d g =0,93*95=88 mm.
Koeficienti vlečenja za luknjače, kontinuirne in redukcijske mline so določeni s formulami:
,
Skupni faktor raztezka je:
Na podoben način je bila izračunana kotalna miza za cevi dimenzij 48,3 × 4,0 mm in 60,3 × 5,0 mm.
Kotalna miza je predstavljena v tabeli. 3.1.
Tabela 3.1 - Kotalna miza TPA-80
|
Velikost končnih cevi, mm |
Premer obdelovanca, mm |
Mlin za luknjanje |
Kontinuirani mlin |
Redukcijski mlin |
Skupno razmerje ugreza |
||||||||||
|
Zunanji premer |
debelina stene |
Velikost rokava, mm |
Premer trna, mm |
Razmerje vlečenja |
Mere cevi, mm |
Premer trna, mm |
Razmerje vlečenja |
Velikost cevi, mm |
Število stojal |
Razmerje vlečenja |
|||||
|
debelina stene |
debelina stene |
debelina stene |
|||||||||||||
3.3 Izračun kalibracije redukcijskih valjev
Kalibracija zvitka je pomembna sestavni del izračun načina delovanja mlina. V veliki meri določa kakovost cevi, življenjsko dobo orodja, porazdelitev obremenitev v delovnih stojalih in pogonu.
Izračun kalibracije valja vključuje:
porazdelitev delnih deformacij v stojalih in izračun povprečnih premerov meril;
določitev velikosti kalibra zvitka.
3.3.1 Porazdelitev delnih deformacij
Glede na naravo sprememb posameznih deformacij lahko stojala redukcijskega mlina razdelimo v tri skupine: čelni stojalo na začetku mlina, pri katerem se redukcija intenzivno povečuje z napredovanjem valjanja; merilno skupino (na koncu mlina), v kateri so deformacije zmanjšane na najmanjšo vrednost, in skupino stojal med njima (sredina), v kateri so delne deformacije največje ali blizu njih.
Pri valjanju cevi pod napetostjo se vrednosti delnih deformacij vzamejo na podlagi pogoja stabilnosti profila cevi pri vrednosti plastične napetosti, ki zagotavlja izdelavo cevi dane velikosti.
Koeficient skupne plastične napetosti se lahko določi po formuli:
,
Kje 
- osne in tangencialne deformacije v logaritemski obliki; T-vrednost, določena v primeru merila s tremi valji z uporabo formule
kjer je (S/D) cp povprečno razmerje med debelino stene in premerom med obdobjem deformacije cevi v mlinu; k-koeficient, ki upošteva spremembo stopnje debeline cevi.
,
,
kjer je m vrednost skupne deformacije cevi vzdolž njenega premera.
.
Vrednost kritičnega delnega zmanjšanja pri takem koeficientu plastične napetosti po , lahko v drugem sestavu doseže 6%, v tretjem sestavu 7,5% in v četrtem sestavu 10%. V prvem stojalu je priporočljivo vzeti znotraj 2,5–3%. Vendar pa se za zagotovitev stabilnega oprijema količina stiskanja običajno zmanjša.
V stojnicah za predkončno obdelavo in končno obdelavo mlina se redukcija prav tako zmanjša, vendar za zmanjšanje obremenitve valjev in povečanje natančnosti končnih cevi. V zadnjem stojalu kalibrirne skupine je stiskanje enako nič, predzadnje pa je do 0,2 od stiskanja v zadnjem stojalu srednje skupine.
IN srednja skupina sestoji izvajajo enakomerno in neenakomerno porazdelitev delnih deformacij. Z enakomerno porazdelitvijo stiskanja v vseh sestojih te skupine se predpostavlja, da so konstantni. Neenakomerna porazdelitev delnih deformacij ima lahko več možnosti in jo je mogoče označiti z naslednjimi vzorci:
stiskanje v srednji skupini se sorazmerno zmanjša od prvega stojala do zadnjega - padajočega načina;
v prvih nekaj sestojih srednje skupine se delne deformacije zmanjšajo, ostali pa ostanejo nespremenjeni;
stiskanje v srednji skupini se najprej poveča in nato zmanjša;
v prvih nekaj sestojih srednje skupine pustimo delne deformacije konstantne, v ostalih pa jih zmanjšamo.
Z zmanjševanjem deformacijskih pogojev v srednji skupini stojal se razlike v kotalni moči in obremenitvi pogona, ki jih povzroči povečanje odpornosti proti deformaciji kovine med valjanjem, zmanjšajo zaradi znižanja njegove temperature in povečanja hitrost deformacije. Menijo, da zmanjšanje redukcije na koncu mlina izboljša tudi kakovost zunanje površine cevi in zmanjša prečno razliko v debelini.
Pri izračunu kalibracije zvitka predpostavljamo enakomerno porazdelitev kompresije.
Vrednosti posameznih deformacij za stojala mlinov so prikazane na sl. 3.1.
Porazdelitev kompresije
Na podlagi sprejetih vrednosti delnih deformacij je mogoče izračunati povprečne premere kalibrov po proizvodni formuli cevi, in neposredno ... napak) med proizvodnja penast beton. pri proizvodnja penobeton uporabljajo različni... delavci neposredno povezani z proizvodnja penobeton, specialna oblačila, ...
Proizvodnja armirani beton brez tlaka cevi
Diplomsko delo>> Industrija, proizvodnjaNajem Proizvodnja cevi po metodi centrifugalnega valjanja. Armirani beton cevi proizvedeno... z uporabo centrifugalne metode proizvodnja cevi. Polnjenje betonskih centrifug... omogoča odstranjevanje oblik. Proizvodnja cevi z metodo radialnega stiskanja. ta ...
UDC 621.774.3
ŠTUDIJ DINAMIKE SPREMEMB DEBELINE STENE CEVI MED REDUKCIJO
K.Yu. Yakovleva, B.V. Baričko, V.N. Kuznecov
Predstavljeni so rezultati eksperimentalne študije dinamike spreminjanja debeline stene cevi pri valjanju in vlečenju v monolitnih in valjčnih orodjih. Dokazano je, da s povečanjem stopnje deformacije opazimo intenzivnejše povečanje debeline stene cevi v procesih valjanja in vlečenja v valjčnih matricah, zaradi česar je njihova uporaba obetavna.
Ključne besede: hladno deformirane cevi, debelostenske cevi, risba cevi, debelina stene cevi, kakovost notranje površine cevi.
Obstoječa tehnologija za proizvodnjo hladno deformiranih debelostenskih cevi majhnega premera iz jekel, odpornih proti koroziji, vključuje uporabo postopkov hladnega valjanja v hladnih valjarnah in kasnejšega vlečenja v monolitnih matricah. Znano je, da je proizvodnja cevi majhnega premera s hladnim valjanjem povezana s številnimi težavami zaradi zmanjšanja togosti sistema "palica-trn". Zato se za izdelavo takih cevi uporablja postopek vlečenja, večinoma brez trna. Narava spremembe debeline stene cevi med vlečenjem brez trna je določena z razmerjem med debelino stene S in zunanjim premerom D, absolutna vrednost spremembe pa ne presega 0,05-0,08 mm. V tem primeru opazimo zgostitev stene pri razmerju S/D< 0,165-0,20 в зависимости от наружного диаметра заготовки . Для данных соотношений размеров S/D коэффициент вытяжки д при волочении труб из коррозионно-стойкой стали не превышает значения 1,30 , что предопределяет многоцикличность известной технологии и требует привлечения новых способов деформации.
Namen dela je primerjalno eksperimentalno raziskovanje dinamike spreminjanja debeline stene cevi v procesih redukcije z valjanjem, vlečenjem v monolitnih in valjčnih matricah.
Kot surovci so bile uporabljene hladno deformirane cevi: dimenzij 12,0x2,0 mm (S/D = 0,176), 10,0x2,10 mm (S/D = 0,216) iz jekla 08Х14МФ; dimenzije 8,0x1,0 mm (S/D = 0,127) iz jekla 08Х18Н10Т. Vse cevi so bile v žarjenem stanju.
Vlečenje v monolitne matrice je potekalo na verižnem vlečenju s silo 30 kN. Za valjčno vlečenje je bila uporabljena matrica z zamaknjenimi pari valjev VR-2/2.180. Vlečenje v valjčno matrico je bilo izvedeno z uporabo merilnega sistema ovalnega kroga. Zmanjšanje cevi z valjanjem je bilo izvedeno po kalibracijski shemi "ovalno-ovalno" v stojalu z dvema valjema z valji s premerom 110 mm.
Na vsaki stopnji deformacije so bili odvzeti vzorci (5 kosov za vsako raziskovalno možnost) za merjenje zunanjega premera, debeline stene in hrapavosti notranje površine. Geometrijske mere in površinska hrapavost cevi so bile izmerjene z elektronskim merilnikom TTTTs-TT. elektronski točkovni mikrometer, profilometer Surftest SJ-201. Vsi instrumenti in naprave so opravili potrebno meroslovno overitev.
Parametri hladne deformacije cevi so podani v tabeli.
Na sl. 1 prikazuje grafe odvisnosti velikosti relativnega povečanja debeline stene od stopnje deformacije e.
Analiza grafov na sl. 1 kaže, da med valjanjem in vlečenjem v valjčni matrici v primerjavi s postopkom vlečenja v monolitni matrici opazimo intenzivnejšo spremembo debeline stene cevi. To je po mnenju avtorjev posledica razlike v napetostnem stanju kovine: med valjanjem in valjčnim vlečenjem imajo natezne napetosti v območju deformacije nižje vrednosti. Lokacija krivulje spremembe debeline stene med vlečenjem z valjem pod krivuljo spremembe debeline stene med valjanjem je posledica nekoliko višjih nateznih napetosti med vlečenjem z valjem zaradi aksialne uporabe deformacijske sile.
Ekstrem funkcije spremembe debeline stene od stopnje deformacije ali relativnega stiskanja vzdolž zunanjega premera, opazovanega med valjanjem, ustreza vrednosti S/D = 0,30. Po analogiji z vročim valjanjem, kjer opazimo zmanjšanje debeline stene pri S/D > 0,35, lahko domnevamo, da je za hladno valjanje značilno zmanjšanje debeline stene pri razmerju S/D > 0,30.
Ker je eden od dejavnikov, ki določa naravo spremembe debeline stene, razmerje med nateznimi in radialnimi napetostmi, kar je odvisno od parametrov
Število prehodov Mere cevi, mm S,/D, Si/Sc Di/Do є
Zmanjšanje z valjanjem (cevi iz jekla 08Х14МФ)
O 9,98 2,157 O,216 1.O 1.O 1.O O
1 9,52 2,2ЗО О,2З4 1,ОЗ4 О,954 1 ,ОЗ 8 О,О4
2 8.1O 2.35O O.29O 1 .O89 O.812 1.249 O.2O
Z 7.O1 2.Z24 O.ZZ2 1.O77 O.7O2 1.549 O.Z5
Zmanjšanje z valjanjem (cevi iz jekla 08Х18Н10Т)
О 8,О6 1,О2О О,127 1,О 1,О 1,О O
1 7.OZ 1.1ZO O.161 1.1O8 O.872 1.O77 O.O7
2 6,17 1,225 0,199 1,201 O,766 1,185 O,16
Z 5.21 1.Z1O O.251 1.284 O.646 1.4O6 O.29
Redukcija z vlečenjem v valjčno matrico (cevi iz jekla 08Х14МФ)
О 12,ОО 2,11 О,176 1,О 1,О 1,О O
1 1O.98 2.2O O.2OO 1 .O4Z O.915 1.O8O O.O7
2 1O.O8 2.27 O.225 1.O76 O.84O 1.178 O.15
Z 9.O1 2,ZO O.2O1 1.O9O O.751 1.Z52 O.26
Redukcija z vlečenjem v monolitno matrico (cevi iz jekla 08Х14МФ)
О 12,ОО 2,11О О,176 1,О 1,О 1,О O
1 1О.97 2.1З5 0.195 1.О12 О.914 1.1О6 О.1О
2 9,98 2,157 O,216 1,O22 O,8Z2 1,118 O,19
Z 8.97 2.16O O.241 1.O24 O.748 1.147 O.ZO
Di, Si - oziroma zunanji premer in debelina stene cevi v prehod.
riž. 1. Odvisnost relativnega povečanja debeline stene cevi od stopnje deformacije
ra S/D, potem je pomembno proučiti vpliv razmerja S/D na položaj ekstrema funkcije spreminjanja debeline stene cevi med procesom redukcije. Glede na delo je pri nižjih razmerjih S/D največja vrednost debeline stene cevi opazna pri velikih deformacijah. To dejstvo je bilo preučeno na primeru procesa redukcije z valjanjem cevi dimenzij 8,0x1,0 mm (S/D = 0,127) iz jekla 08Х18Н10Т v primerjavi s podatki o valjanju cevi dimenzij 10,0x2,10 mm (S/D = 0,216) iz jekla 08Х14МФ. Rezultati meritev so prikazani na sl. 2.
Kritična stopnja deformacije, pri kateri je bila opažena največja debelina stene pri valjanju cevi z razmerjem
S/D = 0,216, znašal 0,23. Pri valjanju cevi iz jekla 08Х18Н10Т ni bilo doseženo ekstremno povečanje debeline stene, saj razmerje velikosti cevi S / D tudi pri največji stopnji deformacije ni preseglo 0,3. Pomembna okoliščina je, da je dinamika povečanja debeline stene pri zmanjševanju cevi z valjanjem obratno odvisna od razmerja velikosti S/D prvotne cevi, kot prikazujejo grafi, prikazani na sl. 2, a.
Analiza krivulj na sl. 2, b tudi kaže, da ima sprememba razmerja S / D med postopkom valjanja cevi iz jekla razreda 08Х18Н10Т in cevi iz jekla razreda 08Х14МФ podoben kvalitativni značaj.
S0/A)=O.127 (08Х18Н10Т)
S0/00=0,216 (08Х14МФ)
Stopnja deformacije, b
VA=0;216 (08Х14МФ)
(So/Da=0A21 08X18H10T) _
Stopnja deformacije, ê
riž. 2. Sprememba debeline stene (a) in razmerja S/D (b) glede na stopnjo deformacije pri valjanju cevi z različnimi začetnimi razmerji S/D
riž. 3. Odvisnost relativne vrednosti hrapavosti notranje površine cevi od stopnje deformacije
V procesu zmanjševanja različne poti Hrapavost notranje površine cevi je bila ocenjena tudi z aritmetičnim srednjim odstopanjem višine mikrohrapavosti Ra. Na sl. Slika 3 prikazuje grafe odvisnosti relativne vrednosti parametra Ra od stopnje deformacije pri zmanjševanju cevi z valjanjem in vlečenjem v monolitnih matricah Rar, Ra0 - parametrov hrapavosti
vatičnost notranje površine cevi v i-tem prehodu in na originalni cevi).
Analiza krivulj na sl. 3 kaže, da v obeh primerih (valjanje, vlečenje) povečanje stopnje deformacije med redukcijo povzroči povečanje parametra Ra, to je poslabšanje kakovosti notranje površine cevi. Dinamika spremembe (povečanja) parametra hrapavosti z naraščajočo stopnjo deformacije v primeru ponovne obdelave.
cevovod z valjanjem v prehodih z dvema valjema znatno (približno dvakrat) presega isti kazalnik v procesu vlečenja v monolitnih matricah.
Upoštevati je treba tudi, da je dinamika sprememb parametra hrapavosti notranje površine skladna z zgornjim opisom dinamike sprememb debeline stene za obravnavane metode redukcije.
Na podlagi rezultatov raziskave je mogoče narediti naslednje zaključke:
1. Dinamika sprememb debeline stene cevi za obravnavane metode hladnega zmanjševanja je iste vrste - intenzivno zgostitev s povečanjem stopnje deformacije, kasnejša upočasnitev povečanja debeline stene z doseganjem določenega maksimuma vrednost pri določenem razmerju velikosti cevi S/D in posledično zmanjšanje povečanja debeline stene.
2. Dinamika sprememb debeline stene cevi je obratno sorazmerna z razmerjem velikosti prvotne cevi S/D.
3. Največjo dinamiko povečanja debeline stene opazimo v procesih valjanja in vlečenja v valjčnih matricah.
4. Povečanje stopnje deformacije med zmanjševanjem z valjanjem in vlečenjem v monolitnih matricah vodi do poslabšanja stanja notranje površine cevi, medtem ko se povečanje parametra hrapavosti Ra med valjanjem pojavi intenzivneje kot med vlečenjem. Ob upoštevanju narejenih zaključkov in narave spremembe debeline stene med deformacijo lahko trdimo, da je za vlečenje cevi v valjčnih kalupih sprememba
Sprememba parametra Ra bo manj intenzivna kot pri valjanju in bolj intenzivna v primerjavi z monolitnim vlečenjem.
Pridobljene informacije o zakonitostih postopka hladne redukcije bodo koristne pri načrtovanju poti za proizvodnjo hladno deformiranih cevi iz korozijsko odpornih jekel. Hkrati je uporaba postopka vlečenja v valjčnih matricah obetavna za povečanje debeline stene cevi in zmanjšanje števila prehodov.
Literatura
1. Bisk, M.B. Hladna deformacija jeklene cevi. V 2 urah 1. del: Priprava na deformacijo in vlečenje / M.B. Bisk, I.A. Grekhov, V.B. Slavin. -Sverdlovsk: Srednji Ural. knjiga založba, 1976. - 232 str.
2. Savin, G.A. Risba cevi / G.A. Savin. -M: Metalurgija, 1993. - 336 str.
3. Švejkin, V.V. Tehnologija hladnega valjanja in redukcije cevi: učbenik. dodatek / V.V. Švejkin. - Sverdlovsk: Založba UPI im. CM. Kirov, 1983. - 100 str.
4. Tehnologija in oprema za proizvodnjo cevi / V.Ya. Osadchiy, A.S. Vavilin, V.G. Zimovec et al.; uredil V.Ya. Osadčij. - M .: Intermet Engineering, 2007. - 560 str.
5. Baričko, B.V. Osnove tehnološki procesi OMD: zapiski predavanj / B.V. Baričko, F.S. Dubinski, V.I. Krajnov. - Čeljabinsk: Založba SUSU, 2008. - 131 str.
6. Potapov, I.N. Teorija proizvodnje cevi: učbenik. za univerze / I.N. Potapov, A.P. Kolikov, V.M. Druyan. - M .: Metalurgija, 1991. - 424 str.
Yakovleva Ksenia Yurievna, mladi raziskovalec, JSC Ruski raziskovalni inštitut za cevno industrijo (Čeljabinsk); [e-pošta zaščitena].
Baričko Boris Vladimirovič, namestnik vodje oddelka za brezšivne cevi JSC Ruski raziskovalni inštitut za cevno industrijo (Čeljabinsk); [e-pošta zaščitena].
Kuznetsov Vladimir Nikolajevič, vodja laboratorija za hladno deformacijo centralnega obratovalnega laboratorija Sinarsky Pipe Plant OJSC (Kamensk-Uralsky); [e-pošta zaščitena].
Bilten Južne Uralske državne univerze
Serija "Metalurgija" ___________2014, letnik 14, št. 1, strani 101-105
ŠTUDIJ DINAMIČNIH SPREMEMB DEBELINE STENE CEVI V PROCESU REDUKCIJE
K.Yu. Yakovleva, Ruski raziskovalni inštitut za cevno industrijo (RosNITI), Čeljabinsk, Ruska federacija, [e-pošta zaščitena],
B.V. Baričko, Ruski raziskovalni inštitut za cevno industrijo (RosNITI), Čeljabinsk, Ruska federacija, [e-pošta zaščitena],
V.N. Kuznetsov, JSC "Sinarsky Pipe Plant", Kamensk-Uralsky, Ruska federacija, [e-pošta zaščitena]
Opisani so rezultati eksperimentalne študije dinamičnih sprememb debeline stene cevi pri valjanju, vlečenju tako v enodelnih kot v valjčnih orodjih. Rezultati kažejo, da z naraščanjem deformacije opazimo hitrejšo rast debeline stene cevi pri valjanju in vlečenju z valjčnimi matricami. Iz tega lahko sklepamo, da je najbolj obetavna uporaba valjčnih matric.
Ključne besede: hladno oblikovane cevi, debelostenske cevi, risba cevi, debelina stene cevi, kakovost notranje površine cevi.
1. Bisk M.B., Grekhov I.A., Slavin V.B. Kholodnaya deformatsiya stal"nykh trub. Podgotovka k deformatsii i volochenie. Sverdlovsk, Srednji Ural Book Publ., 1976, zvezek 1. 232 str.
2. Savin G.A. Volochenie trub. Moskva, Metallurgiya Publ., 1993. 336 str.
3. Švejkin V.V. Tekhnologiya kholodnoy prokatki i redutsirovaniya trub. Sverdlovsk, Uralska politehnika. Inst. Publ., 1983. 100 str.
4. Osadchiy V.Ya., Vavilin A.S., Zimovec V.G. et al. Tehnologiya i obrudovanie trubnogo proizvodstva. Osadchiy V.Ya. (ur.). Moskva, Intermet Engineering Publ., 2007. 560 str.
5. Barichko B.V., Dubinskiy F.S., Kraynov V.I. Osnove tehnoloških procesov OMD. Čeljabinsk, Južni Ural St. Univ. Publ., 2008. 131 str.
6. Potapov I.N., Kolikov A.P., Druyan V.M. Teoriya trubnogo proizvodstva. Moskva, Metallurgiya Publ., 1991. 424 str.
kjer je p številka trenutne ponovitve; vt je skupna hitrost drsenja kovine po površini orodja; vn normalna hitrost gibanja kovine; wn normalna hitrost orodja; st - torna napetost;
- napetost tečenja kot funkcija parametrov deformirane kovine na dani točki; - srednja napetost; - intenzivnost hitrosti deformacije; x0 - stopnja deformacije vsestranskega stiskanja; Kt - kazenski faktor za hitrost drsenja kovine po orodju (določen z iteracijsko metodo) Kn - kazenski faktor za vdiranje kovine v orodje; m je pogojna viskoznost kovine, določena z metodo hidrodinamičnih približkov; - Natezna ali podporna napetost med kotaljenjem; Fn - območje prečni prerez konec cevi, na katerega se nanaša napetost ali podpora.
Izračun deformacijsko-hitrostnega režima vključuje porazdelitev deformacijskega stanja po stojalih vzdolž premera, zahtevano vrednost koeficienta plastične napetosti glede na stanje Ztotal, izračun koeficientov raztezanja, premerov valjev in hitrost vrtenja glavnih pogonskih motorjev, ob upoštevanju značilnosti njegove zasnove.
Za prve stojala mlina, vključno s prvim stojalom, ki se valja, in za zadnje, ki se nahajajo za zadnjim stojalom, ki se valja, so koeficienti plastične napetosti v njih Zav.i manjši od zahtevanega Ztotal. Zaradi te porazdelitve koeficientov plastične napetosti po vseh stojnicah mlina je izračunana debelina stene na izhodu večja, kot je potrebno vzdolž redukcijske poti. Da bi nadomestili nezadostno vlečno zmogljivost valjev stojal, ki se nahajajo v prvem in za zadnjim stojalih, ki se valjajo, je treba uporabiti iterativni izračun, da bi našli takšno vrednost Ztot, da je izračunana in podana debelina stene pri izhod iz države so enaki. Večja kot je vrednost zahtevanega skupnega koeficienta plastične napetosti za stanje Ztotal, večja je napaka pri njegovi določitvi brez iterativnega izračuna.
Ko smo z iterativnimi izračuni izračunali koeficient sprednje in zadnje plastične napetosti, debelino stene cevi na vstopu in izstopu iz deformacijskih celic vzdolž stojal redukcijske mline, končno določimo položaj prvega in zadnjega stojala, ki sta valjani.
Seveda je premer valjanja določen s središčnim kotom qk.p. med navpično osjo simetrije valjčnega utora in črto, ki poteka od središča valja, ki sovpada z kotalno osjo do točke na površini utora, kjer se na njegovi površini nahaja nevtralna črta območja deformacije, običajno nameščena vzporedno z osjo kotaljenja. Vrednost kota qk.p. je najprej odvisna od vrednosti zadnjega koeficienta Zrear. in spredaj Zper. napetost, kot tudi koeficient
nape.
Določitev valjanega premera s kotom qk.p. običajno izveden za kaliber, ima obliko kroga s središčem v kotalni osi in premerom, ki je enak povprečnemu premeru kalibra Dav.
Največje napake pri določanju vrednosti premera valjanja brez upoštevanja dejanskih geometrijskih dimenzij kalibra bodo v primeru, ko pogoji valjanja določajo njegov položaj bodisi na dnu bodisi na prirobnici kalibra. Bolj ko se dejanska oblika kalibra razlikuje od kroga, sprejetega v izračunih, večja bo ta napaka.
Največji možni razpon spremembe dejanske vrednosti premera, valj kalibra predstavlja zarez valjčnega toka. Večje kot je število valjev, ki tvorijo kaliber, večja je relativna napaka pri določanju premera valjanja brez upoštevanja dejanskih geometrijskih dimenzij kalibra.
S povečanjem delnega stiskanja premera cevi v kalibru se razlika v njegovi obliki od okrogle povečuje. Torej, s povečanjem stiskanja premera cevi od 1 do 10%, se relativna napaka pri določanju vrednosti valjanega premera brez upoštevanja dejanskih geometrijskih dimenzij kalibra poveča z 0,7 na 6,3% za dvo- roll, 7,1% za tri-roll in 7,4% za chotirhovalkovy "valjanje" stojalo, ko je glede na kinematične pogoje valjanja premer nameščen vzdolž dna kalibra.
Istočasno povečanje istega