Na pomanjšanem prerezu tankostenskih tee, kotnih in križnih profilov po lokalnem uklonu. Razvoj metod za izračun deformacijsko-hitrostnih načinov vroče redukcije z napetostjo cevi povečane natančnosti

3.2 Izračun kotalne mize

Osnovno načelo konstruiranja tehnološkega procesa v sodobnih napravah je pridobivanje cevi enakega konstantnega premera na kontinuirnem mlinu, ki omogoča uporabo gredice in tulca prav tako konstantnega premera. Pridobivanje cevi zahtevanega premera je zagotovljeno z redukcijo. Takšen sistem dela močno olajša in poenostavi nastavitev mlinov, zmanjša zalogo 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 \u003d (1.010..1.015) * D o \u003d 1,01 * 33,7 \u003d 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 \u003d Sp \u003d S o \u003d 3,2 mm.

Ker po neprekinjenem rezkanju pride cev enakega premera, vzamemo D n \u003d 94 mm. Pri kontinuirnih mlinih kalibracija valjev zagotavlja, da je pri zadnjem paru valjev notranji premer cevi 1-2 mm večji od premera trna, tako da bo premer trna enak:

H \u003d d n - (1..2) \u003d D n -2S n -2 \u003d 94-2 * 3,2-2 \u003d 85,6 mm.

Vzamemo premer trnov, ki je enak 85 mm.

Notranji premer tulca mora zagotoviti prosto vstavljanje trna in je 5-10 mm večji od premera trna

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

Sprejemamo steno rokava:

S g \u003d S n + (11..14) \u003d 3,2 + 11,8 \u003d 15 mm.

Zunanji premer tulcev se določi na podlagi vrednosti notranjega premera in debeline stene:

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

Premer uporabljenega obdelovanca D h =120 mm.

Premer trna prebijalnega mlina je izbran ob upoštevanju količine valjanja, tj. povečanje notranjega premera tulca, ki znaša od 3% do 7% notranjega premera:

P \u003d (0,92 ... 0,97) d g \u003d 0,93 * 95 \u003d 88 mm.

Koeficienti vlečenja za luknjače, kontinuirne in redukcijske mline so določeni s formulami:

Skupno razmerje vlečenja 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

Razmerje celotnega raztezka

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

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 obremenitve v delovnih stojalih in pogon.

Izračun kalibracije zvitka vključuje:

porazdelitev delnih deformacij v stojalih mlina in izračun povprečnih premerov kalibrov;

določitev dimenzij zvitkov.

3.3.1 Porazdelitev delne deformacije

Glede na naravo spremembe delnih deformacij lahko stojala redukcijskega mlina razdelimo v tri skupine: glavo na začetku mlina, v kateri se zmanjšanja med valjanjem intenzivno povečujejo; kalibracija (na koncu mlina), pri kateri so deformacije zmanjšane na najmanjšo vrednost, in skupina sestavov med njimi (sredina), pri kateri so delne deformacije največje ali blizu njih.

Pri valjanju cevi z napetostjo se vrednosti delnih deformacij vzamejo na podlagi stanja stabilnosti profila cevi pri vrednosti plastične napetosti, ki zagotavlja izdelavo cevi določene velikosti.

Koeficient skupne plastične napetosti se lahko določi po formuli:

kje
- aksialne in tangencialne deformacije v logaritemski obliki; T je vrednost, določena v primeru trivaljnega kalibra s formulo

kjer je (S/D) cp povprečno razmerje med debelino stene in premerom v času deformacije cevi v mlinu; k-faktor ob upoštevanju spremembe stopnje debeline cevi.

kjer je m vrednost skupne deformacije cevi vzdolž 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 prvi kletki je priporočljivo vzeti v območju 2,5-3%. Vendar pa je za zagotovitev stabilnega oprijema količina stiskanja običajno zmanjšana.

V stojnicah za predkončno obdelavo in končno obdelavo mlina se redukcija prav tako zmanjša, vendar za zmanjšanje obremenitve valjev in izboljšanje natančnosti končnih cevi. V zadnjem sestavu skupine velikosti je zmanjšanje enako nič, predzadnje - do 0,2 od zmanjšanja v zadnjem sestavu srednje skupine.

V srednji skupini sestojev se izvaja enakomerna in neenakomerna porazdelitev delnih deformacij. Z enakomerno porazdelitvijo stiskanja v vseh sestojih te skupine se predpostavlja, da so konstantni. Neenakomerna porazdelitev posameznih deformacij ima lahko več različic in je označena 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, ostale pa ostanejo konstantne;

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 zmanjšanjem deformacijskih načinov v srednji skupini stojal se zmanjšajo razlike v moči valjanja in obremenitvi pogona, ki jih povzroči povečanje odpornosti na deformacijo kovine med valjanjem zaradi znižanja njegove temperature in povečanja v hitrosti deformacije. Verjame se, da zmanjšanje redukcije proti koncu mlina izboljša tudi kakovost zunanje površine cevi in zmanjša prečne variacije sten.

Pri izračunu kalibracije valjev predpostavimo enakomerno porazdelitev redukcij.

Vrednosti delnih deformacij v stojnicah mlina so prikazane na sl. 3.1.

Distribucija stiskanja

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, proizvodnja

valjani Proizvodnja cevi s centrifugalnim valjanjem. Armirani beton cevi so izdelani ... s centrifugalno metodo proizvodnja cevi. Polnjenje centrifug z betonom... omogoča izdelavo kalupov. Proizvodnja cevi z radialnim stiskanjem. ta ...

DIPLOMSKO DELO NA TEMO:

Proizvodnja cevi

1. SORTIMENT IN ZAHTEVE REGULATIVNE DOKUMENTACIJE ZA CEVI

1.1 Razpored cevi

JSC "KresTrubZavod" je eden največjih proizvajalcev cevnih izdelkov v naši državi. Njeni izdelki se uspešno prodajajo tako doma kot v tujini. Izdelki, proizvedeni v tovarni, izpolnjujejo zahteve domačih in tujih standardov. Mednarodne certifikate kakovosti izdajajo organizacije, kot so: American Petroleum Institute (API), nemški certifikacijski center TUV - Reiland.

Delavnica T-3 je ena glavnih delavnic podjetja, njeni izdelki ustrezajo standardom, predstavljenim v tabeli. 1.1.

Tabela 1.1 - Standardi za izdelane cevi

V delavnici proizvajamo cevi iz ogljikovih, legiranih in visokolegiranih jekel premera D=28-89mm in debeline stene S=2,5-13mm.

V bistvu je delavnica specializirana za proizvodnjo cevi, cevi za splošno uporabo in cevi za kasnejšo hladno obdelavo.

Mehanske lastnosti izdelanih cevi morajo ustrezati tistim, ki so navedene v tabeli. 1.2.

1.2 Zahteva po regulativni dokumentaciji

Proizvodnja cevi v obratu T-3 KresTrubZavod poteka po različnih regulativni dokumenti kot so GOST, API, DIN, NFA, ASTM in drugi. Upoštevajte zahteve DIN 1629.

1.2.1 Sortiment

Ta standard velja za brezšivne okrogle cevi iz nelegiranih jekel. Kemična sestava jekla, ki se uporabljajo za proizvodnjo cevi, so podana v tabeli 1.3.

Tabela 1.2 - Mehanske lastnosti cevi

Tabela 1.3 - Kemična sestava jekel

Cevi, izdelane po tem standardu, se uporabljajo predvsem v različnih napravah pri izdelavi rezervoarjev in cevovodov, pa tudi v splošnem strojegradnji in izdelavi instrumentov.

Dimenzije in največji odmiki cevi so podani v tabeli 1.4., tabeli 1.5., tabeli 1.6.

Dolžina cevi je določena z razdaljo med njenimi konci. Vrste dolžin cevi so podane v tabeli 1.4.

Tabela 1.4 - Vrste dolžin in tolerance dolžine

Tabela 1.5 - Dovoljena odstopanja premera

Tabela 1.6 - Tolerance debeline stene

Cevi morajo biti čim bolj okrogle. Odstopanje okroglosti mora biti znotraj toleranc zunanjega premera.

Cevi morajo biti ravne na oko, po potrebi se lahko določijo posebne zahteve za naravnost.

Cevi morajo biti odrezane pravokotno na os cevi in ne smejo imeti robov.

Vrednosti linearnih mas (uteži) so podane v DIN 2448. Dovoljena so naslednja odstopanja od teh vrednosti:

za eno cev + 12% - 8%,

za pošiljke, ki tehtajo najmanj 10 ton +10%–5%.

Standardna oznaka za cevi, ki ustreza DIN 1629, pomeni:

Ime (cev);

Glavna številka dimenzijskega standarda DIN (DIN 2448);

Glavne dimenzije cevi (zunanji premer × debelina stene);

Glavna številka specifikacije zaloge (DIN 1629);

Skrajšano ime razreda jekla.

Primer simbol cevi po DIN 1629 z zunanjim premerom 33,7 mm in debelino stene 3,2 mm iz jekla St 37.0:

Cev DIN 2448–33,7×3,2

DIN 1629-St 37.0.

1.2.2 Tehnične zahteve

Cevi morajo biti izdelane v skladu z zahtevami standarda in v skladu s tehnološkimi predpisi, odobrenimi na predpisan način.

Na zunanjih in notranjih površinah cevi in spojk ne sme biti ujetosti, lupin, sončnih zahodov, delaminacije, razpok in peska.

Prebijanje in čiščenje navedenih napak je dovoljeno, če njihova globina ne presega mejnega minus odstopanja po debelini stene. Varjenje, tesnjenje ali tesnjenje poškodovanih mest ni dovoljeno.

Na mestih, kjer je mogoče neposredno izmeriti debelino stene, lahko globina okvarjenih mest preseže navedeno vrednost, pod pogojem, da se ohrani minimalna debelina stene, opredeljena kot razlika med nazivno debelino stene cevi in njenim mejnim minus odstopanjem.

Ločene manjše zareze, udrtine, tveganja, tanka plast lestvice in druge napake zaradi proizvodne metode so dovoljene, če debeline stene ne presežejo minus odstopanj.

Mehanske lastnosti (meja tečenja, natezna trdnost, raztezek pri pretrganju) morajo ustrezati vrednostim iz tabele 1.7.

Tabela 1.7 - Mehanske lastnosti

1.2.3 Pravila sprejemanja

Cevi so predložene za sprejem v serijah.

Serija mora biti sestavljena iz cevi enakega nazivnega premera, iste debeline stene in trdnostne skupine, istega tipa in izvedbe ter mora biti opremljena z enim samim dokumentom, ki potrjuje, da njihova kakovost ustreza zahtevam standarda in vsebuje:

Ime proizvajalca;

Nazivni premer cevi in debelina stene v milimetrih, dolžina cevi v metrih;

Vrsta cevi;

Jakostna skupina, toplotno število, masni delež žvepla in fosforja za vse toplote, vključene v šarži;

Številke cevi (od - do za vsako toploto);

Rezultati testov;

Standardna oznaka.

Preverjanje videz, velikost napak ter geometrijske dimenzije in parametri morajo biti izpostavljeni vsaki cevi serije.

Pri vsakem segrevanju je treba preveriti masni delež žvepla in fosforja. Za cevi iz kovine drugega podjetja mora biti masni delež žvepla in fosforja potrjen z dokumentom o kakovosti proizvajalca kovin.

Za preverjanje mehanskih lastnosti kovine se iz vsake toplote vzame ena cev vsake velikosti.

Za preverjanje sploščenosti se iz vsakega ogrevanja vzame ena cev.

Vsaka cev mora biti podvržena preskusu tesnjenja z notranjim hidravličnim tlakom.

Če so rezultati preskusa vsaj za enega od indikatorjev nezadovoljivi, se na njem izvedejo ponovni preskusi na dvojnem vzorcu iz iste serije. Rezultati ponovnega testiranja veljajo za celotno serijo.

1.2.4 Preskusne metode

Pregled zunanjih in notranjih površin cevi in spojk se izvaja vizualno.

Globino napak je treba preveriti z žaganjem ali na drug način na enem do treh mestih.

Preverjanje geometrijskih dimenzij in parametrov cevi in spojk je treba opraviti z univerzalnimi merilnimi instrumenti ali posebnimi napravami, ki zagotavljajo potrebno natančnost merjenja, v skladu s tehnično dokumentacijo, potrjeno na predpisan način.

Upogib na končnih delih cevi se določi na podlagi velikosti odklonske puščice in se izračuna kot količnik deljenja odklonske puščice v milimetrih z razdaljo od lokacije - meritve do najbližjega konca cevi v metrov.

Preskušanje cevi po masi se izvaja na posebnih tehtalnih sredstvih z natančnostjo, ki izpolnjuje zahteve tega standarda.

Natezni preskus je treba opraviti po DIN 50 140 na kratkih vzdolžnih vzorcih.

Za preverjanje mehanskih lastnosti kovine se iz vsake izbrane cevi izreže en vzorec. Vzorce je treba rezati vzdolž obeh koncev cevi z metodo, ki ne povzroča sprememb v strukturi in mehanskih lastnostih kovine. Dovoljeno je izravnati konce vzorca, ki jih primejo sponke preskusnega stroja.

Trajanje hidravličnega tlačnega preskusa mora biti najmanj 10 s. Med preskusom se v steni cevi ne sme zaznati puščanja.

1.2.5 Označevanje, pakiranje, transport in skladiščenje

Označevanje cevi je treba izvesti v naslednjem obsegu:

Vsaka cev na razdalji 0,4-0,6 m od konca mora biti jasno označena z udarci ali narebričenostjo:

številka cevi;

Blagovna znamka proizvajalca;

Mesec in leto izdaje.

Mesto označevanja je treba obkrožiti ali podčrtati s stabilno svetlo barvo.

Višina označevalnih znakov naj bo 5-8 mm.

pri mehanski način za označevanje cevi je dovoljeno razporediti v eno vrsto. Na vsaki cevi je dovoljeno označiti toplotno število.

Poleg označevanja z udarci ali narebričenjem mora biti vsaka cev označena s stabilno svetlo barvo:

nazivni premer cevi v milimetrih;

Debelina stene v milimetrih;

Vrsta izvedbe;

Ime ali blagovna znamka proizvajalca.

Višina označevalnih znakov naj bo 20-50 mm.

Vse oznake morajo biti nameščene vzdolž generatrike cevi. Dovoljeno je nanašanje označevalnih znakov pravokotno na generatriko z uporabo metode narebričevanja.

Pri nakladanju v en avto naj bodo cevi samo ene serije. Cevi se prevažajo v paketih, trdno zvezanih na vsaj dveh mestih. Masa paketa ne sme presegati 5 ton, na zahtevo potrošnika pa 3 tone.Pošiljanje paketov cevi različnih serij v enem avtomobilu je dovoljeno, če so ločeni.

2. TEHNOLOGIJA IN OPREMA ZA PROIZVODNJO CEVI

2.1 Opis glavne opreme trgovine T-3

2.1.1 Opis in kratke tehnične značilnosti peči s pohodnim ognjiščem (PSHP)

Peč s pohodnim ognjiščem trgovine T-3 je zasnovana za ogrevanje okroglih gredic s premerom 90 ... 120 mm, dolžine 3 ... 10 m iz ogljikovih, nizkolegiranih in nerjavnih jekel pred prebadanjem na TPA. -80.

Peč se nahaja v trgovini T-3 v drugem nadstropju v poljih A in B.

Projekt peči je leta 1984 izvedel Gipromez iz mesta Sverdlovsk. Zagon je bil izveden leta 1986.

Peč je toga kovinska konstrukcija, od znotraj obložena z ognjevarnimi in toplotnoizolacijskimi materiali. Notranje dimenzije peči: dolžina - 28,87 m, širina - 10,556 m, višina - 924 in 1330 mm, značilnosti delovanja peči so predstavljene v tabeli 2.1. Pod pečjo je izdelan v obliki fiksnih in premičnih nosilcev, s pomočjo katerih se obdelovanci transportirajo skozi peč. Nosilci so obloženi s toplotnoizolacijskimi in ognjevarnimi materiali ter uokvirjeni s posebnim kompletom toplotno odpornih ulitkov. Zgornji del nosilcev je iz mulit-korund mase MK-90. Streha peči je viseča iz oblikovanih ognjevarnih materialov in je izolirana toplotnoizolacijski material. Za vzdrževanje peči in vodenje tehnološkega procesa so stene opremljene z delovnimi okni, nakladalnim oknom in kovinskim razkladalnim oknom. Vsa okna so opremljena s polkni. Ogrevanje peči poteka z zemeljskim plinom, ki se zgoreva s pomočjo gorilnikov tipa GR (nizkotlačni sevalni gorilnik), nameščenih na strehi. Peč je razdeljena na 5 termičnih con s po 12 gorilniki. Zgorevalni zrak dovajata dva ventilatorja VM-18A-4, od katerih je eden rezervni. Dimni plini se odvajajo skozi zbiralnik dima, ki se nahaja na strehi na začetku kurišča. Nadalje se dimni plini oddajajo v ozračje skozi sistem kovinsko obloženih dimnikov in dimnih kanalov s pomočjo dveh dimnikov VGDN-19. Na dimniku je nameščen dvosmerni cevni 6-delni zančni izmenjevalnik (CP-250) za ogrevanje zraka, ki se dovaja v zgorevanje. Za popolnejši izkoristek toplote odpadnih plinov je sistem za odvod dima opremljen z enokomorno grelno pečjo na trn (PPO).

Izdaja segretega obdelovanca iz peči se izvede z uporabo notranje vodno hlajene valjčne mize, katere valji imajo toplotno odporno šobo.

Pečica je opremljena z industrijskim televizijskim sistemom. Med nadzornimi ploščami in instrumentno ploščo je zagotovljena zvočna komunikacija.

Peč je opremljena s sistemi za avtomatsko kontrolo toplotnega režima, avtomatsko varnostjo, enotami za spremljanje parametrov delovanja in signalizacijo odstopanj od norme. Naslednji parametri so predmet samodejne regulacije:

Temperatura peči v vsaki coni;

Razmerje plin/zrak po conah;

Tlak plina pred pečjo;

Tlak v delovnem prostoru peči.

Poleg samodejnih načinov je na voljo oddaljeni način. Avtomatski krmilni sistem vključuje:

Temperatura peči po conah;

Temperatura po širini peči v vsaki coni;

Temperatura plinov, ki zapuščajo peč;

Temperatura zraka za izmenjevalnikom toplote po conah;

Temperatura dimnih plinov pred toplotnim izmenjevalnikom;

Temperatura dima pred odvodom dima;

Poraba zemeljski plin na štedilniku;

Poraba zraka za peč;

Vakuum v prašiču pred odvodom dima;

Tlak plina v skupnem kolektorju;

Tlak plina in zraka v conskih kolektorjih;

Tlak v peči.

Peč je opremljena z odklopnikom zemeljskega plina s svetlobnim in zvočnim alarmom v primeru padca tlaka plina in zraka v conskih kolektorjih.

Tabela 2.1 - Parametri delovanja peči

Poraba zemeljskega plina za kurišče (največ) nm 3 / uro	5200
1 območje	1560
2 cona	1560
3 cona	1040
4 cona	520
5 cona	520
Tlak zemeljskega plina (največji), kPa pred
pečica	10
gorilnik	4
Poraba zraka za peč (največ) nm 3 / uro	52000
Zračni tlak (največji), kPa pred
pečica	13,5
gorilnik	8
Tlak pod kupolo, Pa	20
Temperatura ogrevanja kovin, °C (največja)	1200...1270
Kemična sestava produktov zgorevanja v 4. coni, %
CO 2	10,2
Približno 2	3,0
SO	0
Temperatura produktov zgorevanja pred toplotnim izmenjevalnikom, °C	560
Temperatura ogrevanja zraka v toplotnem izmenjevalniku, ° C	Do 400
Stopnja izdaje praznih listov, sek	23,7...48
Zmogljivost peči, t/h	10,6... 80

nujnost zvočni alarm deluje tudi, ko:

Povišanje temperature v 4. in 5. coni (t cp = 1400°C);

Naraščajoča temperatura dimni plini pred toplotnim izmenjevalnikom (t s p = 850°С);

Zvišanje temperature dimnih plinov pred dimovodom (t cp =400°C);

Padec tlaka hladilne vode (p cf = 0,5 atm).

2.1.2 Kratke tehnične značilnosti linije za vroče rezanje

Linija za vroče rezanje obdelovanca je namenjena za vstavljanje segrete palice v škarje, razrez obdelovanca na zahtevano dolžino in odvzem odrezanega obdelovanca iz škarij.

Kratek tehnični opis linije za vroče rezanje je predstavljen v tabeli 2.2.

Oprema linije za vroče rezanje vključuje same škarje (izvedbe SKMZ) za rezanje obdelovanca, premično zaporo, transportno valjčno mizo, zaščitni zaslon za zaščito opreme pred toplotnim sevanjem iz razkladalnega okna PSHP. Škarje so zasnovane za rezanje kovine brez odpadkov, če pa zaradi kakršnih koli nujnih razlogov nastanejo ostanki obrezovanja, sta v jami v bližini škarij nameščena žleb in škatla za zbiranje. V vsakem primeru mora biti delo linije za vroče rezanje obdelovanca organizirano tako, da je izključeno nastajanje odrezkov.

Tabela 2.2 - Kratke tehnične značilnosti linije za vroče rezanje

Parametri palice za rezanje
Dolžina, m	4,0…10,0
Premer, mm	90,0…120,0
Največja teža, kg	880
Dolžina surovcev, m	1,3...3.0
Temperatura palice, OS	1200
Produktivnost, kos/h	300
Transportna hitrost, m/s	1
Zaustavitev vožnje, mm	2000
Video posnetek
Premer cevi, mm	250
Dolžina cevi, mm	210
Premer valjanja, mm	195
Korak valjev, mm	500
Poraba vode na vodno hlajeni valj, m 3 / h	1,6
Poraba vode na vodno hlajen valj z vodno hlajenimi gredmi, m 3 / h	3,2
Poraba vode na zaslonu, m 3 / h	1,6
Raven hrupa, dB, ne več	85

Po segrevanju in izdajanju palice gre skozi termostat (za zmanjšanje padca temperature vzdolž dolžine obdelovanca), doseže premični omejevalnik in se razreže na obdelovance zahtevane dolžine. Po opravljenem rezu se premični prislon dvigne s pomočjo pnevmatskega cilindra, obdelovanec se transportira po valjčni mizi. Ko gre čez omejevalnik, se spusti v delovni položaj in cikel rezanja se ponovi. Za odstranjevanje lestvice izpod valjev valjčne mize, škarij za vroče rezanje je na voljo sistem za odstranjevanje vodnega kamna, za odstranjevanje obrezkov - žleb in sprejemna škatla. Ko zapusti valjčno mizo linije za vroče rezanje, gredica vstopi v sprejemno valjčno mizo prebijalnega mlina.

2.1.3 Naprava in tehnične značilnosti glavne in pomožne opreme prebijalnega dela

Prebijalni mlin je zasnovan za prebadanje polnega obdelovanca v votel tulec. Na TPA-80 je nameščen 2-valjni prebodni mlin s sodčastimi ali čašastimi valji in vodilnimi linijami. Tehnične specifikacije luknjalo je predstavljeno v tabeli 2.3.

Pred luknjalom je vodno hlajena valjčna miza, ki je namenjena sprejemanju obdelovanca iz vroče rezalne linije in transportu do centrirja. Valjčna miza je sestavljena iz 14 posamično gnanih vodno hlajenih valjev.

Tabela 2.3 - Tehnične značilnosti prebijalnega stroja

Mere obdelovanca za šivanje:
Premer, mm	100…120
Dolžina, mm	1200…3350
Velikost rokava:
Zunanji premer, mm	98…126
Debelina stene, mm	14…22
Dolžina, mm	1800…6400
Število vrtljajev glavnega pogona, rpm	285…400
Prestavno razmerje prestavne kletke	3
Moč motorja, kW	3200
Podajalni kot, °	0…14
Kotalna sila:
Največji radialni, kN	784
Največja aksialna, kN	245
Največji navor na valju, kNm	102,9
Premer delovnega valja, mm	800…900
Tlačni vijak:
Največji hod, mm	120
Hitrost vožnje, mm/s	2

Orodje za centriranje je zasnovano za izbijanje sredinske vdolbine s premerom 20 ... 30 mm in globino 15 ... 20 mm na čelni strani ogrevanega obdelovanca in je pnevmatski valj, v katerem drsi udarec s konico.

Po centriranju segreta gredica vstopi v rešetko za kasnejši prenos v žleb sprednje mize prebijalnega mlina.

Sprednja miza prebijalnega mlina je zasnovana tako, da sprejme segreto gredico, ki se kotali po rešetki, poravna os gredice z osjo prebadanja in jo drži med prebadanjem.

Na izhodni strani mlina so nameščeni valjčni centralizatorji palice trna, ki podpirajo in centrirajo palico, tako pred prebadanjem kot med prebadanjem, ko nanjo delujejo velike osne sile in je možno njeno vzdolžno upogibanje.

Za centralizatorji je stacionarni mehanizem za nastavitev potiska z odpiralno glavo, služi za zaznavanje aksialnih sil, ki delujejo na palico s trnom, nastavitev položaja trna v območju deformacije in prehajanje rokava izven prebijalnega mlina.

2.1.4 Razporeditev in tehnične značilnosti glavne in pomožne opreme neprekinjenega dela mlina

Kontinuirni mlin je zasnovan za valjanje grobih cevi s premerom 92 mm in debelino stene 3…8 mm. Valjanje se izvaja na dolgem plavajočem trnu dolžine 19,5 m Kratke tehnične značilnosti kontinuirnega mlina so podane v tabeli 2.4., tabeli 2.5. podana so prestavna razmerja.

Med valjanjem kontinuirni mlin deluje na naslednji način: tulec se z valjčno mizo za prebijalnim strojem transportira do premičnega omejevalnika in se po zaustavitvi s pomočjo verižnega transporterja in verižnega transporterja prenese na rešetko pred kontinuirnim mlinom. prevrnil nazaj na ročice razdelilnika.

Tabela 2.4 - Kratke tehnične značilnosti kontinuirnega mlina

Ime		Vrednost
Zunanji premer vlečne cevi, mm		91,0…94,0
Debelina grobe stene cevi, mm		3,5…8,0
Največja dolžina vlečne cevi, m		30,0
Premer trnov neprekinjenega mlina, mm		74…83
Dolžina trna, m		19,5
Premer volkov, mm		400
Dolžina cevi valja, mm		230
Premer vratu valja, mm		220
Razdalja med osema stojal, mm		850
Potek zgornjega tlačnega polža z novimi valji, mm	Gor	8
	Daleč navzdol	15
Potek nižjetlačnega polža z novimi valji, mm	Gor	20
	Daleč navzdol	10
Hitrost dviga zgornjega valja, mm/s		0,24
Frekvenca vrtenja glavnih pogonskih motorjev, vrt / min		220…550

Če so na rokavu napake, ga operater z ročnim vklopom blokatorja in potiskalcev usmeri v žep.

Ko so razpršilne ročice spuščene, se dobra tulka zakotali v žleb, jo pritisnejo vpenjalne ročice, nato pa se v tulko vstavi trn s pomočjo nastavitvenih valjev. Ko sprednji konec trna doseže sprednji rob tulca, se objemka sprosti in tulec se s pomočjo potisnih valjev nastavi v neprekinjen mlin. Istočasno je hitrost vrtenja vlečnih valjev trna in tulca nastavljena tako, da se sprednji konec trna podaljša, ko prvi stojalo neprekinjenega mlina zajame tulec. za 2,5 ... 3 m.

Po valjanju na neprekinjenem mlinu groba cev s trnom vstopi v ekstraktor trna, kratka tehnična značilnost je predstavljena v tabeli 2.6. Po tem se cev transportira z valjčnim transporterjem do območja rezanja zadnjega konca in se približa stacionarnemu zaporu na odseku rezanja zadnjega konca cevi, podane so tehnične značilnosti opreme odseka POZK v tabeli 2.7. Ko doseže zaustavitev, se cev vrže z vijačnim ejektorjem na rešetko pred izravnalno valjčno mizo. Nato se cev zakotali po rešetki na ravnalno valjčno mizo, se približa omejevalniku, ki določa dolžino reza, in se kos za kosom prenese z ravnalne valjčne mize na rešetko pred izhodno valjčno mizo, medtem ko med premikanje, je zadnji konec cevi odrezan.

Odrezan konec cevi se s transporterjem za odpadke prenese v zabojnik za odpadke, ki se nahaja zunaj delavnice.

Tabela 2.5 - prestavno razmerje zvezna mlinska menjalnika in moč motorja

Tabela 2.6 - Kratke tehnične značilnosti ekstraktorja trna

Tabela 2.7 - Kratke tehnične značilnosti rezalnega dela zadnjega konca cevi

2.1.5 Načelo delovanja glavne in pomožne opreme oddelka redukcijskega mlina in hladilnika

Oprema tega odseka je zasnovana za transport vlečne cevi skozi instalacijo indukcijsko ogrevanje, valjanje na redukciji, hlajenje in nadaljnji transport v oddelek hladnih žag.

Ogrevanje grobih cevi pred redukcijo se izvaja v grelni enoti INZ - 9000/2.4, ki je sestavljena iz 6 grelnih blokov (12 induktorjev), ki se nahajajo neposredno pred redukcijo. Cevi ena za drugo v neprekinjenem toku vstopajo v indukcijsko napravo. V odsotnosti prejema cevi iz neprekinjenega mlina (ko je valjanje ustavljeno) je dovoljeno posamezno dovajanje odloženih "hladnih" cevi v indukcijsko napravo. Dolžina cevi, določena pri namestitvi, ne sme presegati 17,5 m.

Tip redukcijskega mlina - 24-stojni, 3-valjni z dvema nosilnima položajema valjev in posamičnim pogonom stojal.

Po valjanju v redukcijskem mlinu cev vstopi v razpršilec in hladilno mizo ali neposredno v hladilno mizo mlina, odvisno od zahtev glede mehanskih lastnosti končne cevi.

Zasnova in tehnične lastnosti razpršilnika ter parametri cevnega hlajenja v njem so poslovna skrivnost OAO KresTrubZavod in v tem delu niso podani.

V tabeli 2.8. tehnične značilnosti ogrevalne naprave so predstavljene v tabeli 2.9 - kratka tehnična karakteristika redukcijske naprave.

Tabela 2.8 - Kratke tehnične značilnosti ogrevalne naprave INZ-9000 / 2.4

2.1.6 Oprema za rezanje cevi na dolžino

Za razrez cevi na dolžine v delavnici T-3 se uporablja šaržna rezalna žaga Wagner modela WVC 1600R, katere tehnične lastnosti so podane v tabeli. 2.10. Uporabljajo se tudi modelne žage KV6R - tehnične lastnosti v tabeli 2.11.

Tabela 2.9 - Kratke tehnične značilnosti redukcijske mline

Tabela 2.10 - Tehnične lastnosti žage WVC 1600R

Ime parametra		Vrednost
Premer rezanih cevi, mm		30…89
Širina rezanih paketov, mm		200…913
Debelina stene rezanih cevi, mm		2,5…9,0
Dolžina cevi po rezanju, m		8,0…11,0
Dolžina koncev cevi za rezanje	Spredaj, mm	250…2500
	Zadaj, mm
Premer žaginega lista, mm		1600
Število zob na žaginem listu, kos	Segment	456
	Karbid	220
Hitrost rezanja, mm/min		10…150
Najmanjši premer žaginega lista, mm		1560
Podpora krožne žage, mm		5…1000
Največja natezna trdnost cevi, N / mm 2		800

2.1.7 Oprema za ravnanje cevi

Cevi razrezane na dolžino po naročilu pošljemo na ravnanje. Ravnanje se izvaja na ravnalnih strojih RVV320x8, namenjenih za ravnanje cevi in palic iz ogljikovih in nizkolegiranih jekel v hladnem stanju z začetno ukrivljenostjo do 10 mm na 1 linearni meter. Tehnične značilnosti ravnalnega stroja RVV 320x8 so podane v tabeli. 3.12.

Tabela 2.11 - Tehnične značilnosti modela žage KV6R

Ime parametra	Vrednost
Širina enovrstnega paketa, mm	Ne več kot 855
Širina odprtine objemke obdelovanca, mm	20 do 90
Prehod v navpični smeri objemke obdelovanca, mm	Ne več kot 275
Podporni hod žaginega lista, mm	650
Hitrost podajanja žaginega lista (brezstopenjsko) mm/min	ne več kot 800
Hitro vzvratno gibanje žaginega lista, mm/min	Ne več kot 6500
Hitrost rezanja, m/min	40; 15; 20; 30; 11,5; 23
Vpeta dolžina paketa cevi na vstopni strani, mm	Vsaj 250
Dolžina vpenjanja paketa cevi na izpustni strani, mm	Vsaj 200
Premer žaginega lista, mm	1320
Število segmentov na žaginem listu, kos	36
Število zob na segment, kos	10
Premer obdelanih cevi, mm	20 do 90

Tabela 2.12 - Tehnične značilnosti ravnalnega stroja RVV 320x8

Ime parametra		Vrednost
Premer izravnanih cevi, mm		25...120
Debelina stene izravnanih cevi, mm		1,0...8,0
Dolžina izravnane cevi, m		3,0...10,0
Meja tečenja kovine izravnanih cevi, kgf / mm 2	Premer 25…90 mm	Do 50
	Premer 90…120 mm	do 33
Hitrost ravnanja cevi, m/s		0,6...1,0
Korak med osmi valjev, mm		320
Premer zvitkov v vratu, mm		260
Število zvitkov, kos	Pognan	4
	samski	5
Nagibni koti, °		45°...52°21'
Največji hod zgornjih valjev od zgornjega roba spodnjih, mm		160
Pogon vrtenja valja	tip motorja	D-812
	Napetost, V	440
	moč, kWt	70
	Hitrost vrtenja, rpm	520

2.2 Obstoječa tehnologija za proizvodnjo cevi na TPA-80 JSC "KresTrubZavod"

Obdelovanec v obliki palic, ki prihaja v delavnico, se skladišči v internem skladišču. Pred dajanjem v proizvodnjo je podvržen selektivnemu pregledu na posebnem stojalu in po potrebi popravilu. Na mestu priprave gredic so bile nameščene tehtnice za nadzor teže kovine, dane v proizvodnjo. Surovci iz skladišča se z električnim mostnim dvigalom dovajajo na nakladalno rešetko pred pečjo in nalagajo v kurilno peč s pohodnim kuriščem v skladu z urnikom in hitrostjo valjanja.

Skladnost s shemo polaganja praznin se izvaja vizualno s kovinskim sadilnikom. Obdelovanec se naloži v peč enega za drugim v vsakega, skozi eno ali več stopnic vodilnih plošč premičnih nosilcev, odvisno od hitrosti valjanja in večkratnosti reza. Pri spreminjanju razreda jekla, toplote in velikosti cevi monter loči jeklene razrede, segreje na naslednji način: z dolžino gredice 5600-8000 mm se toplote ločijo s premikanjem prvih dveh palic vzdolž širine peči; vrste jekla se ločijo s premikanjem prvih štirih palic vzdolž širine peči; z dolžino gredice 9000-9800 mm se med sajenjem izvede ločevanje jeklenih razredov, segreva drug od drugega v intervalu 8-10 korakov, kot tudi štetje števila posajenih v PSHP in izdanih gredic, ki so krmiljen s kovinskim grelnikom PSHP in rezalnikom za vroče rezanje s preverjanjem z nadzornimi ploščami. TPA-80; pri spreminjanju velikosti (pretovarjanje mlina) valjanih cevi se sajenje kovine v peč ustavi "5-6 korakov" preden se mlin ustavi, pri zaustavitvi za pretovarjanje se kovina "vrne 5-6 korakov" nazaj . Premikanje obdelovancev skozi peč se izvaja s tremi premičnimi žarki. Med premori gibalnega cikla so premični žarki nastavljeni na nivo ognjišča. Potreben čas ogrevanja se zagotovi z merjenjem časa koraka cikla. Nadtlak v delovnem prostoru naj bo od 9,8 Pa do 29,4 Pa, koeficient pretoka zraka =1,1 - 1,2.

Pri segrevanju gredic različnih razredov jekla v peči se trajanje segrevanja določi glede na kovino, ki ima najdaljši čas zadrževanja v peči. Kakovostno segrevanje kovine zagotavlja enakomeren prehod obdelovancev po celotni dolžini peči. Ogreti obdelovanci se dostavijo na notranjo razkladalno valjčno mizo in se dostavijo na linijo vročega rezanja.

Za zmanjšanje ohlajanja obdelovancev med mirovanjem je na valjčni mizi predviden termostat za transport segretih obdelovancev do škarij ter možnost vrnitve (vklop reverza) neobrezanega obdelovanca v peč in njegovo iskanje med mirovanjem.

Med delovanjem je možna vroča zaustavitev peči. Za toplotno zaustavitev peči se šteje zaustavitev brez prekinitve dovoda zemeljskega plina. Med vročimi zaustavitvami so premični nosilci peči nastavljeni na nivo fiksnih. Okni za prenos in nalaganje sta zaprti. Hitrost pretoka zraka se z regulatorjem "gorivo-zrak" zmanjša z 1,1-1,2 na 1,0:-1,1. Tlak v kurišču na nivoju kurišča postane pozitiven. Ko se mlin ustavi: do 15 minut - temperatura po conah je nastavljena na spodnjo mejo, kovina pa se "stopi nazaj" za dva koraka; od 15 minut do 30 minut - temperatura v conah III, IV, V se zniža za 20-40 0 C, v conah I, II za 30-60 0 C od spodnje meje; več kot 30 minut - temperatura v vseh conah se zniža za 50-150 0 C v primerjavi s spodnjo mejo, odvisno od trajanja izpada. Praznine "korak nazaj" 10 korakov nazaj. Z izpadom od 2 do 5 ur je potrebno osvoboditi cone IV in V peči iz surovcev. Praznine iz con I in II se razložijo v žep. Razkladanje kovine se izvaja s kovinskim sejalnikom s PU-1. Temperatura v conah V in IV se zniža na 1000-1050 0 C. Pri zaustavitvi za več kot 5 ur se celotna peč osvobodi kovine. Dvig temperature poteka postopoma za 20-30 0 C, s hitrostjo dviga temperature 1,5-2,5 0 C/min. S povečanjem časa segrevanja kovine zaradi nizke hitrosti valjanja se temperatura v conah I, II, III zmanjša za 60 0 C, 40 0 C, 20 0 C od spodnje meje. , temperatura v conah IV, V pa na spodnjih mejah. Na splošno je pri stabilnem delovanju celotne enote temperatura med conami porazdeljena na naslednji način (tabela 2.13).

Po segrevanju obdelovanec vstopi v linijo vročega rezanja obdelovanca. Oprema linije za vroče rezanje vključuje same škarje za rezanje obdelovanca, premično omejevanje, transportno valjčno mizo, zaščitni zaslon za zaščito opreme pred toplotnim sevanjem iz razkladalnega okna peči s pohodnim ognjiščem. Po segrevanju palice in njeni izdaji gre skozi termostat, doseže premični omejevalnik in se razreže na surovce zahtevane dolžine. Po opravljenem rezu se premični prislon dvigne s pomočjo pnevmatskega cilindra, obdelovanec se transportira po valjčni mizi. Ko gre čez omejevalnik, se spusti v delovni položaj in cikel rezanja se nadaljuje.

Tabela 2.13 - Porazdelitev temperature v peči po conah

Izmerjeni obdelovanec se z valjčno mizo prenese za škarjami v središče. Centrirani obdelovanec se z ejektorjem prenese na rešetko pred prebodnim mlinom, po katerem se valja do zamika in se, ko je izhodna stran pripravljena, prenese v žleb, ki je zaprt s pokrovom. S pomočjo potiskala z dvignjenim omejevalnikom se obdelovanec postavi v območje deformacije. V območju deformacije je obdelovanec preboden na trnu, ki ga drži palica. Palica se naslanja na steklo potisne glave mehanizma za nastavitev potiska, katerega odprtina ne omogoča zaklepanja. Vzdolžni zavoj palice pred aksialnimi silami, ki nastanejo med kotaljenjem, preprečujejo zaprti centralizatorji, katerih osi so vzporedne z osjo palice.

V delovnem položaju se valji okoli droga premikajo s pnevmatskim cilindrom preko sistema vzvodov. Ko se sprednji konec tulca približuje, se središčni valji zaporedno ločijo. Ko je obdelovanec preluknjan, se prvi valji reducirajo s pnevmatskim valjem, ki premaknejo tulec iz valjev, da omogočijo, da se lovilec palice zajame z vzvodi lovilca palice, nato se zaklep in sprednja glava zložita, razdelilni valji se združijo in tulec s povečano hitrostjo potisne glavo s povečano hitrostjo na valjčno mizo za prebijalnim mlinom.

Po utripanju se tulec transportira vzdolž valjčne mize do mobilnega naslona. Nadalje se rokav premakne z verižnim transporterjem na vstopno stran kontinuirnega mlina. Po transporterju se tulec kotali po nagnjeni rešetki do dozirnika, ki drži tulec pred vstopno stranjo kontinuirnega mlina. Pod vodili nagnjene rešetke je žep za zbiranje okvarjenih kartuš. Iz nagnjene rešetke se rokav s sponami spusti v sprejemni žleb kontinuirnega mlina. V tem času se dolg trn vstavi v tulec z enim parom tornih valjev. Ko sprednji konec trna doseže sprednji konec tulca, se objemka tulca sprosti, dva para vlečnih valjev se pripeljeta na tulec in tulec s trnom se nastavi v neprekinjeni mlin. Istočasno se hitrost vrtenja vlečnih valjev trna in vlečnih valjev tulca izračuna tako, da v trenutku, ko je tulec zajet s prvim stojalom neprekinjenega mlina, je podaljšek trn od tulca je 2,5-3,0 m, v zvezi s tem mora biti linearna hitrost vlečnih valjev trnov 2,25-2,5-krat višja od linearne hitrosti vlečnih valjev tulca.

Valjane cevi s trni se izmenično prenašajo na os enega od trnov. Glava trna poteka skozi počivalnik ekstraktorja in jo zajame prijemalni vložek, cev pa v obroč mirujočega naslona. Ko se veriga premakne, trn zapusti cev in vstopi v verižni transporter, ki ga prenese na dvojno valjčno mizo, ki transportira trn iz obeh ekstraktorjev v hladilno kopel.

Po odstranitvi trna vlečna cev vstopi v žage za obrezovanje zadnjega razmršenega konca.

Po indukcijskem segrevanju se cevi dovajajo v redukcijski mlin s štiriindvajsetimi trivaljnimi stojali. V redukcijskem mlinu se število delovnih stojal določi glede na dimenzije valjanih cevi (od 9 do 24 stojal), stojala pa so izključena, začenši od 22 v smeri zmanjševanja števila stojal. Stojnice 23 in 24 sodelujejo v vseh voznih programih.

Med valjanjem se zvitki sproti hladijo z vodo. Pri premikanju cevi po hladilni mizi naj vsak člen vsebuje največ eno cev. Pri valjanju prašičjih vroče obdelanih cevi, namenjenih za izdelavo cevnih cevi trdnostne skupine "K" iz jekla razreda 37G2S, se po redukciji izvaja pospešeno nadzorovano hlajenje cevi v razpršilcih.

Hitrost cevi, ki gredo skozi razpršilnik, mora biti stabilizirana s hitrostjo redukcijskega mlina. Nadzor nad stabilizacijo hitrosti izvaja operater v skladu z navodili za uporabo.

Po redukciji gredo cevi v hladilno mizo, nameščeno v stojalu, s pohodnimi nosilci, kjer se ohladijo.

Pri hladilni mizi se cevi zbirajo v enoslojne vreče za obrezovanje koncev in razrez na dolžino na hladnih žagah.

Končane cevi se dostavijo na pregledovalno mizo QCD, po pregledu se cevi združijo v pakete in pošljejo v skladišče končnih izdelkov.

2.3 Utemeljitev oblikovalskih odločitev

V primeru delnega zmanjševanja cevi z napetostjo na PPC pride do znatne vzdolžne razlike v debelini stene koncev cevi. Razlog za končno razliko v debelini stene cevi je nestabilnost osnih napetosti v nestacionarnih načinih deformacije pri polnjenju in sprostitvi delovnih stojal mlina s kovino. Končni deli se zmanjšajo v pogojih bistveno nižjih vzdolžnih nateznih napetosti kot glavni (srednji) del cevi. Zaradi povečanja debeline stene na končnih odsekih, ki presega dovoljena odstopanja, je treba obrezati pomemben del končne cevi

Norme za končno obrezovanje zmanjšanih cevi za TPA-80 JSC "KresTrubZavod" so podane v tabeli. 2.14.

Tabela 2.14 - Norme za rezanje koncev cevi na TPA-80 JSC "KresTrubZavod"

2.4 Utemeljitev oblikovalskih odločitev

Norme za končno obrezovanje zmanjšanih cevi za TPA-80 JSC "KresTrubZavod" so podane v tabeli. 2.15.

Tabela 2.15 - Norme za rezanje koncev cevi na TPA-80 JSC "KresTrubZavod"

kjer je PC sprednji odebeljeni konec cevi; ZK - zadnji odebeljeni konec cevi.

Približno letna izguba kovine v odebeljenih koncih cevi v trgovini T-3 JSC "KresTrubZavod" je 3000 ton. Z zmanjšanjem dolžine in teže odrezanih odebeljenih koncev cevi za 25% bo letno povečanje dobička približno 20 milijonov rubljev. Poleg tega bodo prihranki pri stroških listov za žago, elektrike itd.

Poleg tega je pri izdelavi predelovalne gredice za risalne delavnice mogoče zmanjšati vzdolžno razliko v debelini stene cevi, prihranjeno kovino z zmanjšanjem vzdolžne razlike v debelini stene pa uporabiti za nadaljnje povečanje proizvodnje vročih -valjane in hladno oblikovane cevi.

3. RAZVOJ ALGORITMOV ZA KRMILJENJE REDUCIRNEGA MINA TPA-80

3.1 Stanje zadeve

Enote za kontinuirano valjanje cevi so najbolj obetavne visoko zmogljive naprave za proizvodnjo vroče valjanih brezšivnih cevi ustreznega obsega.

Sestava enot vključuje prebijalne, kontinuirne trne in redukcijske raztezne mline. Kontinuiteta tehnološkega procesa, avtomatizacija vseh transportnih operacij, velika dolžina valjanih cevi zagotavljajo visoko produktivnost, dobro kakovost cevi glede na površino in geometrijske dimenzije.

V zadnjih desetletjih se je nadaljeval intenziven razvoj proizvodnje cevi z neprekinjenim valjanjem: zgrajene in zagnane (v Italiji, Franciji, ZDA, Argentini), rekonstruirane (na Japonskem) neprekinjene valjarne, dobavljena oprema za nove trgovine. (na Kitajskem), razviti in projekti za gradnjo delavnic so bili izvedeni (v Franciji, Kanadi, ZDA, na Japonskem, v Mehiki).

V primerjavi z enotami, ki so začele delovati v 60. letih prejšnjega stoletja, imajo novi mlini pomembne razlike: proizvajajo predvsem cevi za nafto, zato so v trgovinah zgrajeni veliki odseki za dodelavo teh cevi, vključno z opremo za njihovo stiskanje. rezanje cevi, proizvodnja spojk itd.; obseg velikosti cevi se je znatno razširil: največji premer se je povečal s 168 na 340 mm, debelina stene - s 16 na 30 mm, kar je postalo mogoče zaradi razvoja postopka valjanja na dolgem trnu, ki se premika z nastavljivo hitrostjo. namesto plavajočega na kontinuirnih mlinih. Nove enote za valjanje cevi uporabljajo kontinuirano lite gredice (kvadratne in okrogle), kar je zagotovilo znatno izboljšanje tehnične in ekonomske učinkovitosti njihovega dela.

Obročaste peči (TPA 48-340, Italija) se še vedno pogosto uporabljajo za ogrevanje gredic, poleg tega pa se uporabljajo peči s pohodnim ognjiščem (TPA 27-127, Francija, TPA 33-194, Japonska). V vseh primerih je visoka produktivnost sodobne enote zagotovljena z vgradnjo ene peči velike enotske zmogljivosti (kapaciteta do 250 t/h). Peči s pohodnimi žarki se uporabljajo za ogrevanje cevi pred redukcijo (kalibracijo).

Glavni mlin za proizvodnjo tulcev je še naprej dvovaljni vijačni valjarni, katerega zasnova se izboljšuje, na primer z zamenjavo fiksnih ravnil z gnanimi vodilnimi koluti. V primeru kvadratnih surovcev je pred vijačnim valjarjem v tehnični liniji bodisi valjar za stiskanje (TPA 48-340 v Italiji, TPA 33-194 na Japonskem) ali valjar za kalibracijo robov in stiskalnica za globoko centriranje (TPA 60-245, Francija).

Ena glavnih usmeritev nadaljnjega razvoja metode neprekinjenega valjanja je uporaba trnov, ki se med postopkom valjanja premikajo z nadzorovano hitrostjo, namesto lebdečih. S posebnim mehanizmom, ki razvije zadrževalno silo 1600-3500 kN, se trn nastavi na določeno hitrost (0,3-2,0 m/s), ki se vzdržuje bodisi dokler se cev med valjanjem popolnoma ne odstrani s trna (zadržani trn). ), ali do določenega trenutka, od katerega se referenca premika kot lebdeči (delno zadržan trn). Vsako od teh metod je mogoče uporabiti pri izdelavi cevi določenega premera. Torej, za cevi majhnega premera je glavna metoda valjanje na plavajočem trnu, srednje (do 200 mm) - na delno držanem, velikem (do 340 mm in več) - na držanem.

Uporaba na neprekinjenih mlinih trnov, ki se premikajo z nastavljivo hitrostjo (zadržano, delno zadržano) namesto plavajočih, zagotavlja znatno razširitev asortimana, povečanje dolžine cevi in povečanje njihove natančnosti. Interesi so individualni Konstruktivne odločitve; na primer uporaba prebadajoče mlinske palice kot delno zadržanega trna kontinuirnega mlina (TPA 27-127, Francija), vstavljanje trna v tulec zunaj postaje (TPA 33-194, Japonska).

Nove enote so opremljene s sodobnimi redukcijskimi in kalibrirnimi mlini, enega od teh mlinov pa najpogosteje uporabljajo. Hladilne mize so zasnovane za sprejem cevi po redukciji brez predhodnega rezanja.

Cenim moderno splošno stanje avtomatizacijo cevovodov je mogoče opaziti naslednje značilnosti.

Transportne operacije, povezane s premikanjem valjanih izdelkov in orodij skozi enoto, so popolnoma avtomatizirane z uporabo tradicionalnih lokalnih (večinoma brezkontaktnih) naprav za avtomatizacijo. Na podlagi takšnih naprav je postalo mogoče uvesti visoko zmogljive enote z zveznim in diskretno-zveznim tehnološkim procesom.

Pravzaprav so tehnološki procesi in celo posamezne operacije na cevarnah zaenkrat očitno premalo avtomatizirani in v tem delu je njihova stopnja avtomatizacije opazno slabša od dosežene na primer na področju neprekinjenih pločevink. Če je uporaba krmilnih računalnikov (CCM) za pločevinke postala praktično splošno priznana norma, potem so primeri za cevarne v Rusiji še vedno redki, čeprav je trenutno razvoj in implementacija sistemov za nadzor procesov in avtomatiziranih krmilnih sistemov postala norma. v tujini. Doslej so na številnih cevarnah pri nas predvsem primeri industrijske izvedbe posameznih podsistemov avtomatiziranega vodenja procesov z uporabo specializiranih naprav, izdelanih z uporabo elementov polprevodniške logike in računalniške tehnologije.

To stanje je predvsem posledica dveh dejavnikov. Po eni strani so bile do nedavnega zahteve po kakovosti, predvsem pa po dimenzijski stabilnosti cevi, zadoščene z razmeroma enostavnimi sredstvi (predvsem z racionalnimi zasnovami opreme mlina). Te razmere niso spodbudile popolnejšega in seveda kompleksnejšega razvoja, na primer uporabe relativno dragih in ne vedno dovolj zanesljivih CCM. Po drugi strani pa uporaba posebnih nestandardnih tehnična sredstva Avtomatizacija je bila mogoča le pri enostavnejših in manj učinkovitih opravilih, hkrati pa je zahtevala precej časa in denarja za razvoj in izdelavo, kar pa ni pripomoglo k napredku na obravnavanem področju.

Vse večjih sodobnih zahtev po proizvodnji cevi, vključno s kakovostjo cevi, tradicionalnih rešitev ni mogoče zadovoljiti. Poleg tega, kot kaže praksa, pomemben delež prizadevanj za izpolnitev teh zahtev pade na avtomatizacijo, trenutno pa je treba te načine samodejno spremeniti med valjanjem cevi.

Sodobni napredek na področju krmiljenja električnih pogonov in različnih tehničnih sredstev avtomatizacije, predvsem na področju miniračunalnikov in mikroprocesorske tehnike, omogoča korenito izboljšanje avtomatizacije cevovodov in enot, premagovanje različnih proizvodnih in ekonomskih omejitev.

Uporaba sodobnih tehničnih sredstev avtomatizacije pomeni hkratno povečanje zahtev za pravilnost postavljanja nalog in izbiro načinov za njihovo reševanje, zlasti za izbiro najučinkovitejših načinov vplivanja na tehnološke procese.Rešitev tega problema je lahko olajšala analiza obstoječih najučinkovitejših tehničnih rešitev za avtomatizacijo cevovodov.

Študije enot za neprekinjeno valjanje cevi kot predmetov avtomatizacije kažejo, da obstajajo znatne rezerve za nadaljnje izboljšanje njihovih tehničnih in ekonomskih kazalcev z avtomatizacijo tehnološkega procesa valjanja cevi na teh enotah.

Pri valjanju v kontinuirnem mlinu na dolgem plavajočem trnu nastane tudi končna vzdolžna razlika v debelini stene. Debelina stene zadnjih koncev vlečnih cevi je večja od sredine za 0,2-0,3 mm. Dolžina zadnjega konca z odebeljeno steno je enaka 2-3 medprostorom. Zgostitev stene spremlja povečanje premera v območju, ki je ločeno z eno medstojno režo od zadnjega konca cevi. Zaradi prehodnih razmer je debelina sten čelnih koncev za 0,05-0,1 mm manjša od sredine.Pri valjanju z napetostjo se tudi stene čelnih koncev cevi zgostijo. Vzdolžna sprememba debeline grobih cevi se ohrani med naknadnim zmanjševanjem in vodi do povečanja dolžine zadnjih odrezanih odebeljenih koncev gotovih cevi.

Pri valjanju v redukcijskih razteznih mlinih se stene koncev cevi zgostijo zaradi zmanjšanja napetosti v primerjavi s stalnim stanjem, kar se pojavi šele, ko so napolnjene 3-4 stojala mlina. Konci cevi z odebeljeno steno nad toleranco so odrezani, s tem povezani kovinski odpadki pa določajo glavni delež skupnega koeficienta porabe na napravi.

Splošna narava vzdolžnega nihanja cevi po neprekinjenem mlinu se skoraj v celoti prenese na končne cevi. To potrjujejo rezultati valjanja cevi z dimenzijami 109 x 4,07 - 60 mm pri petih napetostnih načinih na reduktorju naprave YuTZ 30-102. Med poskusom je bilo izbranih 10 cevi pri vsakem načinu hitrosti, katerih končni deli so bili razrezani na 10 delov dolžine 250 mm, tri odcepne cevi pa so bile odrezane od sredine, ki se nahajajo na razdalji 10, 20 in 30 m od sprednji del. Po merjenju debeline stene na napravi, dešifriranju diagramov razlik v debelini in povprečenju podatkov so bile narisane grafične odvisnosti, prikazane na sl. 54.

Tako imajo navedene komponente skupne razlike debeline cevi pomemben vpliv na tehnično in ekonomsko učinkovitost kontinuirnih enot, povezane so s fizikalnimi značilnostmi valjarskih procesov v kontinuirnih in redukcijskih obratih in jih je mogoče odpraviti ali bistveno zmanjšati le z posebni avtomatski sistemi, ki spreminjajo nastavitev mlina med procesom valjanje cevi. Naravna narava teh komponent razlike v debelini stene omogoča uporabo načela programskega krmiljenja v osnovi takih sistemov.

Drugi so znani tehnične rešitve naloge zmanjševanja končnih odpadkov pri redukciji s pomočjo sistemov za avtomatsko krmiljenje procesa valjanja cevi v redukciji z individualnim pogonom stojal (patenta Nemčije št. 1602181 in Velike Britanije 1274698) . Zaradi spremembe hitrosti valjev med valjanjem sprednjega in zadnjega konca cevi nastanejo dodatne natezne sile, kar vodi do zmanjšanja končne vzdolžne razlike v debelini stene. Obstajajo dokazi, da takšni programski sistemi za korekcijo hitrosti za glavne pogone redukcijske mline delujejo na sedmih tujih enotah za valjanje cevi, vključno z dvema enotama z neprekinjenimi mlini v Mülheimu (Nemčija). Enote je dobavil Mannesmann (Nemčija).

Druga enota je bila zagnana leta 1972 in vključuje 28-stojni redukcijski mlin s posameznimi pogoni, opremljen s sistemom za korekcijo hitrosti. Spremembe hitrosti med prehodom koncev cevi se izvajajo v prvih desetih stojalih v korakih, kot dodatki k vrednosti delovne hitrosti. Največja sprememba hitrosti poteka na stojalu št. 1, najmanjša - na stojalu št. 10. Foto releji se uporabljajo kot senzorji za položaj koncev cevi v mlinu, ki dajejo ukaze za spremembo hitrosti. V skladu s sprejeto shemo korekcije hitrosti se posamezni pogoni prvih desetih stojal napajajo po shemi protivzporednega obračanja, naslednji stojala - po shemi brez obračanja. Opozoriti je treba, da korekcija hitrosti pogonov redukcijskega mlina omogoča povečanje donosa enote za 2,5% z mešanim proizvodnim programom. S povečanjem stopnje zmanjšanja premera se ta učinek poveča.

Obstajajo podobne informacije o opremljanju redukcijske mline z osemindvajsetimi stojnicami v Španiji s sistemom za korekcijo hitrosti. Spremembe hitrosti se izvajajo na prvih 12 stojnicah. V zvezi s tem obstajajo tudi različne sheme napajanje pogona.

Treba je opozoriti, da opremljanje redukcijskih mlinov kot del enot za neprekinjeno valjanje cevi s sistemom za korekcijo hitrosti ne reši v celoti problema zmanjšanja končnih odpadkov med redukcijo. Učinkovitost takšnih sistemov bi morala padati z manjšo stopnjo zmanjšanja premera.

Programski sistemi za vodenje procesov so najlažji za implementacijo in dajejo velik ekonomski učinek. Vendar pa je z njihovo pomočjo mogoče izboljšati natančnost dimenzij cevi le z zmanjšanjem ene od treh komponent - vzdolžne razlike v debelini stene. Študije kažejo, da glavna specifična teža v skupni variaciji debeline stene končnih cevi (približno 50%) pade na prečno debelino stene. Nihanja v povprečni debelini stene cevi v serijah so približno 20 % skupne variacije.

Trenutno je zmanjšanje prečne variacije sten mogoče le z izboljšanjem tehnološkega procesa valjanja cevi na mlinah, ki so del enote. Primeri uporabe avtomatskih sistemov za te namene niso znani.

Stabilizacija povprečne debeline stene cevi v serijah je možna tako z izboljšanjem tehnologije valjanja, zasnove stojal in električnega pogona kot z uporabo sistemov za avtomatsko krmiljenje procesov. Zmanjšanje razmika debeline stene cevi v seriji lahko znatno poveča produktivnost enot in zmanjša porabo kovine zaradi valjanja v polju minus toleranc.

Za razliko od programskih sistemov morajo sistemi za stabilizacijo povprečne debeline sten cevi vključevati senzorje za nadzor geometrijskih dimenzij cevi.

Znani so tehnični predlogi za opremljanje redukcij s sistemi za samodejno stabilizacijo debeline stene cevi. Struktura sistemov ni odvisna od vrste enote, kamor sodi redukcijski mlin.

Kompleks nadzornih sistemov za proces valjanja cevi v neprekinjenih in redukcijskih mlinah, namenjenih zmanjšanju končnih odpadkov med redukcijo in povečanju natančnosti cevi z zmanjšanjem vzdolžne razlike v debelini stene in širjenja povprečne debeline stene, tvori nadzor procesa sistem enote.

Uporaba računalnikov za krmiljenje proizvodnje in avtomatizacijo tehnološkega procesa valjanja cevi je bila prvič izvedena na kontinuirni valjarnici cevi 26-114 v Mulheimu.

Enota je zasnovana za valjanje cevi s premerom 26-114 mm, debelino stene 2,6-12,5 mm. Enota vključuje obročasto peč, dva vrtalna mlina, kontinuirni mlin z 9 stojali in redukcijski mlin s 24 stojali, ki jih posamično poganjajo motorji z močjo 200 kW.

Druga enota s kontinuirnim mlinom v Mulheimu, ki je bila zagnana leta 1972, je opremljena z zmogljivejšim računalnikom, ki ima obsežnejše funkcije. Enota je zasnovana za valjanje cevi s premerom do 139 mm, debelino stene do 20 mm in je sestavljena iz prebijalnega mlina, osemstojnega kontinuirnega mlina in osemindvajsetstojnega reduktorja z individualnim pogonom. .

Obrat za neprekinjeno valjanje cevi v Veliki Britaniji, ki je bil zagnan leta 1969, je opremljen tudi z računalnikom, ki se uporablja za načrtovanje obremenitev obrata in kot informacijski sistem stalno spremlja parametre valjanih izdelkov in orodij. Kontrola kakovosti cevi in surovcev ter točnost nastavitev mlina se izvaja v vseh fazah tehnološkega procesa. Podatki iz vsakega mlina se pošljejo v računalnik v obdelavo, nato pa se izdajo mlinom za operativno upravljanje.

Z eno besedo, številne države poskušajo rešiti težave z avtomatizacijo valjarskih procesov, vklj. in naše. Za razvoj matematičnega modela za krmiljenje kontinuirnih mlinov je potrebno poznati vpliv določenih tehnoloških parametrov na natančnost gotovih cevi, za to pa je treba upoštevati značilnosti kontinuiranega valjanja.

Značilnost zmanjševanja cevi z napetostjo je višja kakovost izdelka zaradi tvorbe manjše prečne razlike v steni, za razliko od valjanja brez napetosti, kot tudi možnost pridobivanja cevi majhnih premerov. Pri valjanju po kosih pa opazimo povečano vzdolžno nihanje debeline stene na koncih cevi. Odebeljeni konci med redukcijo z napetostjo nastanejo zaradi dejstva, da sprednji in zadnji konec cevi pri prehodu skozi mlin nista izpostavljena polnemu učinku napetosti.

Za napetost je značilna natezna napetost v cevi (x). večina popoln opis je koeficient plastične napetosti, ki predstavlja razmerje med vzdolžno natezno napetostjo cevi in uporom proti deformaciji kovine v stojalu.

Običajno je redukcijski mlin nastavljen tako, da je koeficient plastične napetosti v srednjih stojalih enakomerno porazdeljen. Napetost narašča in pada na prvi in zadnji tribuni.

Za intenziviranje postopka redukcije in pridobivanje cevi s tankimi stenami je pomembno poznati največjo napetost, ki se lahko ustvari v redukciji. Največja vrednost koeficienta plastične napetosti v mlinu (z max) je omejena z dvema dejavnikoma: vlečno zmogljivostjo valjev in pogoji pretrganja cevi v mlinu. Kot rezultat raziskave je bilo ugotovljeno, da je s skupnim zmanjšanjem cevi v mlinu do 50-55% vrednost z max omejena z vlečno zmogljivostjo valjev.

Delavnica T-3 je skupaj z EF VNIPI "Tyazhpromelektroproekt" in podjetjem "ASK" ustvarila osnovo sistema ACS-TP na enoti TPA-80. Trenutno delujejo naslednje komponente tega sistema: UZN-N, UZN-R, komunikacijska linija ETHERNET, vsi AWP.

3.2 Izračun kotalne mize

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 \u003d (1.010..1.015) * D o \u003d 1,01 * 33,7 \u003d 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 \u003d Sp \u003d S o \u003d 3,2 mm.

H \u003d d n - (1..2) \u003d D n -2S n -2 \u003d 94-2 * 3,2-2 \u003d 85,6 mm.

Vzamemo premer trnov, ki je enak 85 mm.

Notranji premer tulca mora zagotoviti prosto vstavljanje trna in je 5-10 mm večji od premera trna

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

Sprejemamo steno rokava:

S g \u003d S n + (11..14) \u003d 3,2 + 11,8 \u003d 15 mm.

Zunanji premer tulcev se določi na podlagi vrednosti notranjega premera in debeline stene:

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

Premer uporabljenega obdelovanca D h =120 mm.

Premer trna prebijalnega mlina je izbran ob upoštevanju količine valjanja, tj. povečanje notranjega premera tulca, ki znaša od 3% do 7% notranjega premera:

P \u003d (0,92 ... 0,97) d g \u003d 0,93 * 95 \u003d 88 mm.

Koeficienti vlečenja za luknjače, kontinuirne in redukcijske mline so določeni s formulami:

Skupno razmerje vlečenja 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				Razmerje celotnega raztezka
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
Zunanji premer	debelina stene		Premer	debelina stene	Premer trna, mm	Razmerje vlečenja	Premer	debelina stene	Premer trna, mm	Razmerje vlečenja	Premer	debelina stene	Število stojal	Razmerje vlečenja
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 Izračun kalibracije redukcijskih valjev

Kalibracija valja je pomemben del izračuna načina delovanja mlina. V veliki meri določa kakovost cevi, življenjsko dobo orodja, porazdelitev obremenitve v delovnih stojalih in pogon.

Izračun kalibracije zvitka vključuje:

a) porazdelitev delnih deformacij v stojalih mlina in izračun povprečnih premerov kalibrov;

b) določitev dimenzij kalibrov zvitkov.

3.3.1 Porazdelitev delne deformacije

Pri valjanju cevi z napetostjo se vrednosti delnih deformacij vzamejo na podlagi stanja stabilnosti profila cevi pri vrednosti plastične napetosti, ki zagotavlja izdelavo cevi določene velikosti.

Koeficient skupne plastične napetosti se lahko določi po formuli:

kjer so osne in tangencialne deformacije vzete v logaritemski obliki; T je vrednost, določena v primeru trivaljnega kalibra s formulo

T= ,

kjer je (S/D) cp povprečno razmerje med debelino stene in premerom v času deformacije cevi v mlinu; k-faktor ob upoštevanju spremembe stopnje debeline cevi.

kjer je m vrednost skupne deformacije cevi vzdolž premera.

stiskanje v srednji skupini se sorazmerno zmanjša od prvega stojala do zadnjega - padajočega načina;

v prvih nekaj sestojih srednje skupine se delne deformacije zmanjšajo, ostale pa ostanejo konstantne;

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.

Pri izračunu kalibracije valjev predpostavimo enakomerno porazdelitev redukcij.

Vrednosti delnih deformacij v stojnicah mlina so prikazane na sl. 3.1.

Distribucija stiskanja

Na podlagi sprejetih vrednosti delnih deformacij se lahko povprečni premeri kalibrov izračunajo po formuli

Za prvo stojalo mlina (i=1) d i -1 =D 0 =94 mm, torej

mm.

Povprečni premeri kalibrov, izračunani po tej formuli, so podani v Dodatku 1.

3.3.2 Določitev premerov

Oblika kalibrov trivaljnih mlinov je prikazana na sl. 3.2.

Ovalni prehod dobimo tako, da ga začrtamo s polmerom r s središčem, premaknjenim glede na os kotaljenja za ekscentričnost e.

Oblika kalibra

Vrednosti polmerov in ekscentričnosti kalibrov so določene s širino in višino kalibrov po formulah:

Za določitev dimenzij kalibra je potrebno poznati vrednosti njegovih pol osi a in b, za njihovo določitev pa vrednost ovalnosti kalibra.

Če želite določiti ovalnost kalibra, lahko uporabite formulo:

Eksponent q označuje možno vrednost razširitve v kalibru. Pri redukciji v stojnicah s tremi valji se vzame q = 1,2.

Vrednosti pol-osi kalibra so določene z odvisnostmi:

kjer je f korekcijski faktor, ki se lahko izračuna s pomočjo približne formule

Izračunali bomo dimenzije kalibra po zgornjih formulah za prvo stojalo.

Za preostale sestoje se izračun izvede na podoben način.

Trenutno se utori zvitkov izvajajo po namestitvi zvitkov v delovno stojalo. Vrtanje se izvaja na posebnih strojih z okroglim rezalnikom. Shema vrtanja je prikazana na sl. 3.3.

riž. 3.3 - vzorec izvrtine kalibra

Za pridobitev kalibra z danimi vrednostmi a in b je treba določiti premer rezalnika D f in njegov premik glede na ravnino osi valja (parameter X). D f in X sta določena z naslednjimi matematično natančnimi formulami:

Za mline s tremi valji je kot a 60° Di je idealen premer valja, Di=330 mm.

Vrednosti, izračunane po zgornjih formulah, so povzete v tabeli. 3.2.

Tabela 3.2 - Kalibracija zvitka

Številka stojala	d, mm	m, %	a, mm	b, mm	r, mm	e, mm	D f, mm	X, mm
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 Izračun hitrosti

Izračun hitrostnega načina mlina je sestavljen iz določanja števila vrtljajev valjev in glede na njih število vrtljajev motorjev.

Pri valjanju cevi z napetostjo na spremembo debeline stene močno vpliva vrednost plastične napetosti. Pri tem je najprej treba določiti koeficient skupne plastične napetosti na mlinu - ztot, ki bi zagotovil zahtevano steno. Izračun ztot je podan v klavzuli 3.3.

kjer je koeficient, ki upošteva vpliv brezkontaktnih deformacijskih območij:

;

l i je dolžina zajemnega loka:

;

- kot oprijema:

;

f je koeficient trenja, sprejmemo f=0,5; a je število zvitkov v stojalu, a=3.

V prvi delovni sestavi z c1 =0. V naslednjih sestojih lahko vzamete z p i -1 = z s i .

;

Če podatke za prvo stojalo zamenjamo v zgornje formule, dobimo:

mm;

;

; ;

mm.

Po podobnih izračunih za drugo stojalo smo dobili naslednje rezultate: z p2 = 0,42, S 2 = 3,251 mm, z p3 = 0,426, S 3 = 3,252 mm, z p4 = 0,446, S 4 = 3,258 mm. Na tem ustavimo izračun z p i po zgornji metodi, ker izpolnjen je pogoj z n2 >z total.

Iz pogoja popolnega zdrsa določimo največjo možno napetost z z v zadnjem deformacijskem sestavu, t.j. z s21 . V tem primeru predpostavimo, da je z p21 =0.

mm;

;

Debelina stene pred 21. stojalom, t.j. S 20, se lahko določi s formulo:

;

; ;

mm.

Po podobnih izračunih za 20. stojalo smo dobili naslednje rezultate: z z 20 = 0,357, S 19 = 3,178 mm, z z 19 = 0,396, S 18 = 3,168 mm, z z 18 = 0,416, S 17 = 3,151 mm, z z 17 = 0,441, S 16 \u003d 3,151 mm. Na tem ustavimo izračun z p i, ker izpolnjen je pogoj z z14 >z total.

Izračunane vrednosti debeline stene za mlinske stojala so podane v tabeli. 2.20.

Za določitev števila vrtljajev zvitkov je treba poznati premere zvitkov. Za določitev premerov valjanja lahko uporabite formule, navedene v:

, (2)

kjer je D in i premer zvitka na vrhu;

Če , potem je treba izračun premera valjanja valjev izvesti v skladu z enačbo (1), če ta pogoj ni izpolnjen, je treba uporabiti (2).

Vrednost označuje položaj nevtralne črte v primeru, ko je vzporedna (v načrtu) z osjo kotaljenja. Iz pogoja ravnotežja sil v deformacijskem območju za tako razporeditev zdrsnih območij

Glede na vhodno hitrost valjanja V v =1,0 m/s smo izračunali število vrtljajev valjev prvega stojala.

vrtljajev na minuto

Promet na preostalih tribunah smo ugotovili po formuli:

Rezultati izračuna hitrostnega režima so podani v tabeli 3.3.

Tabela 3.3 - Rezultati izračuna omejitve hitrosti

Številka stojala	S, mm	Dcat, mm	n, vrtljaji na minuto
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

Glede na tabelo 3.3. zgrajen je bil graf sprememb vrtljajev valjev (slika 3.4.).

Hitrost valjanja

3.5 Parametri moči valjanja

Posebna značilnost postopka redukcije v primerjavi z drugimi vrstami vzdolžnega valjanja je prisotnost znatnih medstojnih napetosti. Prisotnost napetosti pomembno vpliva na parametre moči valjanja - pritisk kovine na valje in kotalne momente.

Kovinska sila na valj P je geometrijska vsota navpične R in in vodoravne komponente R g:

Navpična komponenta kovinske sile na zvitkih je določena s formulo:

kjer je p povprečni specifični pritisk kovine na valj; l je dolžina območja deformacije; d je merilni premer; a je število zvitkov v stojalu.

Vodoravna komponenta Р g je enaka razliki med silama sprednje in zadnje napetosti:

kjer sta z p, z z koeficient sprednje in zadnje plastične napetosti; F p, F c - območje prečni prerez sprednji in zadnji konec cevi; s S je odpornost proti deformaciji.

Za določitev povprečnih specifičnih tlakov je priporočljivo uporabiti formulo V.P. Anisiforova:

Kotalni moment (skupaj na stojalo) se določi po formuli:

Odpornost na deformacijo je določena s formulo:

kjer je Т – temperatura valjanja, °С; H je intenzivnost hitrosti strižne deformacije, 1/s; e - relativno zmanjšanje; K 1, K 2, K 3, K 4, K 5 so empirični koeficienti, za jeklo 10: K 1 = 0,885, K 2 = 7,79, K 3 = 0,134, K 4 = 0,164, K 5 = (–2, osem ).

Intenzivnost hitrosti deformacije je določena s formulo

kjer je L stopnja strižne deformacije:

t je čas deformacije:

Kotna hitrost kota se izračuna po formuli:

Moč najdemo po formuli:

V tabeli. 3.4. podani so rezultati izračuna parametri moči valjanje po zgornjih formulah.

Tabela 3.4 - Parametri moči valjanja

Številka stojala	s S, MPa	p, kN / m 2	P, kN	M, kNm	N, kW
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	-	-	-	-

Glede na tabelo. 3.4 so narisani grafi sprememb parametrov moči valjanja vzdolž stojala (sl. 3.5., 3.6., 3.7.).

Sprememba povprečnega specifičnega tlaka

Spreminjanje sile kovine na zvitku

Spreminjanje kotalnega momenta

3.6 Študija vpliva prehodnih načinov zmanjšanja hitrosti na vrednost vzdolžne razlike v debelini stene končnih odsekov gotovih cevi

3.6.1 Opis algoritma za izračun

Študija je bila izvedena z namenom pridobitve podatkov o vplivu prehodnih načinov zmanjševanja hitrosti na vrednost vzdolžne razlike v debelini stene končnih odsekov gotovih cevi.

Določitev koeficienta napetosti med stojalom iz znanih vrtljajev valja, tj. odvisnost Zn i =f(n i /n i -1) je bila izvedena po metodi reševanja tako imenovanega inverznega problema, ki ga je predlagal G.I. Gulyaev, da bi dobili odvisnost debeline stene od vrtljajev valjev.

Bistvo tehnike je naslednje.

Enakomerni proces redukcije cevi je mogoče opisati s sistemom enačb, ki odražajo upoštevanje zakona o konstantnosti sekundarnih volumnov in ravnovesje sil v območju deformacije:

(3.1.)

V zameno, kot je znano,

Dcat i =j(Zз i , Zп i , А i),

m i =y(Zз i , Zп i , B i),

kjer sta A i in B i vrednosti, ki nista odvisni od napetosti, n i je število vrtljajev v i-tem stojalu,  i je vlečno razmerje v i-tem stojalu, Dcat i je premer valjanja zvitek v i-tem stojalu, Zп i , Zz i - koeficient plastične napetosti spredaj in zadaj.

Glede na to, da je Zз i = Zп i -1, lahko sistem enačb (3.1.) v splošni obliki zapišemo takole:

(3.2.)

Sistem enačb (3.2.) glede na sprednji in zadnji koeficient plastične napetosti rešujemo z metodo zaporednih aproksimacij.

Če vzamemo Zz1 = 0, nastavimo vrednost Zp1 in iz prve enačbe sistema (3.2.) z iteracijo določimo Zp 2, nato iz druge enačbe - Zp 3 itd. Glede na vrednost Zp 1 lahko najdete a rešitev, pri kateri je Zp n = 0 .

Če poznamo koeficient sprednje in zadnje plastične napetosti, določimo debelino stene po vsakem stojalu po formuli:

(3.3.)

kjer je A koeficient, določen s formulo:

;

z i - povprečni (ekvivalentni) koeficient plastične napetosti

3.6.2 Rezultati študije

Z uporabo rezultatov izračunov kalibracije orodja (str. 3.3.) in nastavitve hitrosti mlina (hitrosti valjev) z enakomernim procesom redukcije (str. 3.4.) v programskem okolju MathCAD 2001 Professional, sistem (3.2.) in izraze (3.3.) rešili z namenom določitve spremembe debeline stene.

Dolžino odebeljenih koncev je mogoče zmanjšati s povečanjem koeficienta plastične napetosti s spreminjanjem vrtljajev valjev med valjanjem končnih odsekov cevi.

Trenutno je v redukciji TPA-80 ustvarjen nadzorni sistem za visokohitrostni način neprekinjenega valjanja brez trna. Ta sistem vam omogoča dinamično prilagajanje hitrosti valjanja stojal PPC med valjanjem končnih odsekov cevi glede na dano linearno razmerje. Ta regulacija hitrosti valjanja med valjanjem končnih odsekov cevi se imenuje "hitrostni klin". Preobrati zvitkov med valjanjem končnih odsekov cevi se izračunajo po formuli:

, (3.4.)

kjer je n i hitrost valjev v i-tem stojalu v ustaljenem stanju, K i je koeficient zmanjšanja hitrosti valjev v %, i je številka stojala.

Odvisnost koeficienta zmanjšanja hitrosti valja v določenem stojalu od številke stojala je linearna

K i \u003d (slika 3.8.).

Odvisnost redukcijskega faktorja zvitkov v stojalu od številke stojala.

Začetni podatki za uporabo tega načina krmiljenja so:

Število stojal, v katerih se spreminja nastavitev hitrosti, je omejeno z dolžino odebeljenih koncev (3…6);

Velikost zmanjšanja hitrosti valjev v prvem stojalu mlina je omejena z možnostjo električnega pogona (0,5 ... 15%).

V tem delu je bilo za preučevanje vpliva nastavitve hitrosti RRS na končno vzdolžno debelino stene predpostavljeno, da se sprememba nastavitve hitrosti pri zmanjšanju sprednjega in zadnjega konca cevi izvede v prvih 6 stojnicah. Študija je bila izvedena s spreminjanjem hitrosti vrtenja valjev v prvih stojalih mlina glede na enakomerni proces valjanja (spreminjanje kota naklona ravne črte na sliki 3.8).

Kot rezultat modeliranja procesov polnjenja stojal RRS in izstopa cevi iz cevarne smo dobili odvisnosti debeline sten sprednjega in zadnjega konca cevi od velikosti spremembe hitrosti vrtenja cevi. valje v prvih stojalih mlina, ki so prikazani na sliki 3.9. in sl.3.10. za cevi dimenzij 33,7x3,2 mm. Najbolj optimalna vrednost "hitrostnega klina" v smislu minimiziranja dolžine končne obloge in "zadeta" debeline stene v tolerančnem polju DIN 1629 (toleranca debeline stene ± 12,5%) je K 1 =10-12% .

Na sl. 3.11. in fig. 3.12. odvisnosti dolžin sprednjih in zadnjih odebeljenih koncev gotovih cevi so podane s pomočjo "hitrostnega klina" (K 1 =10%), dobljenega kot rezultat modeliranja prehodnih pojavov. Iz zgornjih odvisnosti lahko sklepamo naslednje: uporaba "hitrostnega klina" daje opazen učinek le pri valjanju cevi s premerom manj kot 60 mm in debelino stene manj kot 5 mm ter z večjim premerom in debeline stene cevi, ne pride do tanjšanja stene, potrebnega za doseganje zahtev standarda.

Na sl. 3.13., 3.14., 3.15., so podane odvisnosti dolžin sprednjega odebeljenega konca od zunanjega premera končnih cevi za debeline sten 3,5, 4,0, 5,0 mm, pri različnih vrednostih "hitrosti klin" (koeficient valjev za zmanjšanje hitrosti K 1 smo vzeli za 5%, 10%, 15%).

Odvisnost debeline stene sprednjega konca cevi od vrednosti

“speed wedge” za velikost 33,7x3,2 mm

Odvisnost debeline stene zadnjega konca cevi od vrednosti "hitrostnega klina" za velikost 33,7x3,2 mm

Odvisnost dolžine sprednjega odebeljenega konca cevi od D in S (pri K 1 \u003d 10%)

Odvisnost dolžine zadnjega odebeljenega konca cevi od D in S (pri K 1 \u003d 10%)

Odvisnost dolžine sprednjega odebeljenega konca cevi od premera končne cevi (S=3,5 mm) pri različnih vrednostih "hitrostnega klina".

Odvisnost dolžine sprednjega odebeljenega konca cevi od premera končne cevi (S=4,0 mm) pri različnih vrednostih “hitrostnega klina”

Odvisnost dolžine sprednjega odebeljenega konca cevi od premera končne cevi (S=5,0 mm) pri različnih vrednostih "hitrostnega klina".

Iz zgornjih grafov je razvidno, da je največji učinek v smislu zmanjšanja končne razlike debeline gotovih cevi zagotovljen z dinamičnim nadzorom vrtljajev valjev PPC znotraj K 1 =10...15%. Nezadostno intenzivna sprememba "hitrostnega klina" (K 1 =5%) ne omogoča tanjšanja debeline stene končnih odsekov cevi.

Tudi pri valjanju cevi s steno, debelejšo od 5 mm, napetost, ki izhaja iz delovanja "hitrostnega klina", ne more stanjšati stene zaradi nezadostne vlečne zmogljivosti valjev. Pri valjanju cevi s premerom več kot 60 mm je razmerje raztezka v redukcijskem mlinu majhno, zato praktično ne pride do odebelitve koncev, zato je uporaba "hitrostnega klina" nepraktična.

Analiza zgornjih grafov je pokazala, da uporaba "hitrostnega klina" na redukcijskem mlinu TPA-80 JSC "KresTrubZavod" omogoča zmanjšanje dolžine sprednjega odebeljenega konca za 30%, zadnjega odebeljenega konca za 25%.

Kot kažejo izračuni Mochalova D.A. za več učinkovita uporaba"velocity wedge" za nadaljnje zmanjšanje končnega trima je treba zagotoviti delovanje prvih stojal v zavornem načinu s skoraj polno izrabo zmogljivosti moči valjev zaradi uporabe bolj zapletene nelinearne odvisnosti kota koeficient zmanjšanja hitrosti v danem sestavu na številko sestava. Treba je izdelati znanstveno utemeljeno metodologijo za določanje optimalne funkcije K i =f(i).

Razvoj takšnega algoritma za optimalno vodenje RRS lahko služi kot cilj nadaljnjega razvoja UZS-R v popolno APCS TPA-80. Kot kažejo izkušnje z uporabo takšnih sistemov za krmiljenje procesov, regulacija števila vrtljajev valjev med valjanjem končnih odsekov cevi po mnenju podjetja Mannesmann (paket uporabnih programov CARTA) omogoča zmanjšanje velikost končnega reza cevi za več kot 50 % zaradi avtomatskega nadzornega sistema za proces redukcije cevi, ki vključuje vključuje tako krmilni podsistem mlina kot merilni podsistem ter podsistem za izračun optimalne redukcijski način in nadzor procesa v realnem času.

4. ŠTUDIJA IZPRAVLJIVOSTI PROJEKTA

4.1 Bistvo načrtovane dejavnosti

V tem projektu je predlagana uvedba optimalnega hitrostnega načina valjanja na raztezno-reduktorski valjarni. Zaradi tega ukrepa je predvideno znižanje koeficienta porabe kovine, zaradi zmanjšanja dolžine odrezanih odebeljenih koncev gotovih cevi pa se pričakuje povečanje obsega proizvodnje v povprečju za 80 ton na mesec.

Kapitalske naložbe, potrebne za izvedbo tega projekta, so 0 rubljev.

Financiranje projekta se lahko izvaja pod postavko "tekoča popravila", ocene stroškov. Projekt se lahko zaključi v enem dnevu.

4.2 Izračun proizvodnih stroškov

Izračun lastne cene 1t. izdelki po obstoječih standardih za obrezovanje odebeljenih koncev cevi so podani v tabeli. 4.1.

Izračun za projekt je podan v tabeli. 4.2. Ker rezultat izvedbe projekta ni povečanje proizvodnje, se ponovni izračun vrednosti stroškov za fazo obdelave v projektnem izračunu ne izvede. Dobičkonosnost projekta je zmanjšanje stroškov z zmanjšanjem odpadkov pri obrezovanju. Obrezovanje se zmanjša zaradi zmanjšanja koeficienta porabe kovine.

4.3 Izračun konstrukcijskih kazalnikov

Izračun kazalnikov projekta temelji na obračunu stroškov, prikazanem v tabeli. 4.2.

Prihranki zaradi zmanjšanja stroškov na leto:

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

Prijavljen dobiček:

Pr 0 \u003d (P-C 0) * V od \u003d (19600-12200,509) * 109123,01 \u003d 807454730,39r.

Dobiček projekta:

Pr p \u003d (P-C p) * V pr \u003d (19600-12091,127) * 110123,01 \u003d 826899696,5r.

Povečanje dobička bo:

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

Dobičkonosnost izdelka je bila:

Dobičkonosnost izdelkov za projekt:

Denarni tok za poročilo in za projekt je predstavljen v tabeli 4.3. oziroma 4.4.

Tabela 4.1 - Izračun stroškov 1 tone valjanih izdelkov v trgovini T-3 JSC "KresTrubZavod"

Št. p / str	Stroškovna postavka	Količina	Cena 1 tone	vsota
1	2	3	4	5
jaz	Podano v prerazporeditvi: 1. Gredica, t/t; 2. Odpadki, t/t: obrezovanje podstandardno;
jaz jaz	Stroški prenosa 2. Stroški energije: moč električna moč, kW/h para za proizvodnjo, Gcal tehnična voda, tm 3 stisnjen zrak, tm 3 reciklirana voda, tm 3 industrijske odpadne vode, tm 3 3. Pomožni materiali 7. Nadomestna oprema 10. Remont 11. Delo transportnih trgovin 12. Drugi stroški trgovine Skupni stroški pretvorbe
W	Tovarniške režijske stroške

Tabela 4.2 - Projektni stroški 1 tone valjanih izdelkov

Št. p / str	Stroškovna postavka	Količina	Cena 1 tone	vsota
jaz	Podano v prerazporeditvi: 1. Gredica, t/t; 2. Odpadki, t/t: obrezovanje podstandardno; Skupaj določeno v prerazporeditvi minus odpadki in ostanki
p	Stroški prenosa 1. Procesno gorivo (zemeljski plin), tukaj 2. Stroški energije: moč električna moč, kW/h para za proizvodnjo, Gcal tehnična voda, tm 3 stisnjen zrak, tm 3 reciklirana voda, tm 3 industrijske odpadne vode, tm 3 3. Pomožni materiali 4. Osnovna plača proizvodnih delavcev 5. Dodatna plača proizvodnih delavcev 6. Odbitki za socialne potrebe 7. Nadomestna oprema 8. Vzdrževanje in vzdrževanje osnovnih sredstev 9. Amortizacija osnovnih sredstev 10. Remont 11. Delo transportnih trgovin 12. Drugi stroški trgovine Skupni stroški pretvorbe
W	Tovarniške režijske stroške Skupni proizvodni stroški
IV	neproizvodni stroški Skupni polni stroški

Izboljšanje tehnološkega procesa bo vplivalo na tehnično in ekonomsko uspešnost podjetja na naslednji način: donosnost proizvodnje se bo povečala za 1,45%, prihranek zaradi znižanja stroškov bo znašal 12 milijonov rubljev. na leto, kar bo privedlo do povečanja dobička.

Tabela 4.3 - Poročani denarni tok

denarni tokovi	Leta
denarni tokovi	1	2	3	4	5
A. Denarni tok:
- Obseg proizvodnje, tone
- Cena izdelka, rub.

skupni priliv
B. Denarni odtok:
-Stroški operacije
-Davek na prihodek	193789135,29
Skupni odtok:	1521432951,34	1521432951,34	1521432951,34	1521432951,34	1521432951,34
Neto denarni tok (A-B)
Coeff. Inverzije	0,8	0,64	0,512	0,41	0,328
E=0,25	0,8	0,64	0,512	0,41	0,328

	493902383,46	889024290,22	1205121815,64	1457999835,97	1457999835,97

Tabela 4.4 - Denarni tok za projekt

denarni tokovi	Leta
denarni tokovi	1	2	3	4	5
A. Denarni tok:
- Obseg proizvodnje, tone
- Cena izdelka, rub.
- Izkupiček od prodaje, rub.
skupni priliv
B. Denarni odtok:
-Stroški operacije
-Davek na prihodek
Skupni odtok:	1526220795,63	1526220795,63	1526220795,63	1526220795,63	1526220795,63
Neto denarni tok (A-B)	632190135,03	632190135,03	632190135,03
Coeff. Inverzije	0,8	0,64	0,512	0,41	0,328
E=0,25	0,8	0,64	0,512	0,41	0,328
Diskontirani pretok (A-B)*C inv
Kumulativni denarni tok NPV

Finančni profil projekta je prikazan na sliki 4.1. Glede na grafe, prikazane na sl. 4.1. kumulativna NPV projekta presega načrtovano vrednost, kar kaže na brezpogojno donosnost projekta. Izračunana kumulativna NPV za izveden projekt je pozitivna vrednost iz prvega leta, saj projekt ni zahteval kapitalskih vlaganj.

Finančni profil projekta

Točka preloma se izračuna po formuli:

Točka preloma označuje najmanjši obseg proizvodnje, pri katerem se izgube končajo in se pojavi prvi dobiček.

V tabeli. 4.5. podani so podatki za izračun spremenljivih in stalnih stroškov.

Po podatkih poročanja je znesek variabilnih stroškov na enoto proizvodnje Z lane = 11212,8 rubljev, znesek stalnih stroškov na enoto proizvodnje Z post = 987,7 rubljev. Znesek stalnih stroškov za celoten obseg proizvodnje po poročilu znaša 107780796,98 rubljev.

Glede na projektne podatke je znesek variabilnih stroškov Z lane \u003d 11103,5 rubljev, znesek stalnih stroškov Z post \u003d 987,7 rubljev. Znesek stalnih stroškov za celoten obseg proizvodnje po poročilu znaša 108768496,98 rubljev.

Tabela 4.5 - Delež fiksnih stroškov v strukturi načrtovanih in projektnih stroškov

Št. p / str	Stroškovna postavka	Znesek po načrtu, rub.	Znesek projekta, rub.	Delež fiksnih stroškov v strukturi stroškov za prerazporeditev, %
1	2	3	4	5
1	Stroški prenosa 1. Procesno gorivo (zemeljski plin), tukaj 2. Stroški energije: moč električna moč, kW/h para za proizvodnjo, Gcal tehnična voda, tm 3 stisnjen zrak, tm 3 reciklirana voda, tm 3 industrijske odpadne vode, tm 3 3. Pomožni materiali 4. Osnovna plača proizvodnih delavcev 5. Dodatna plača proizvodnih delavcev 6. Odbitki za socialne potrebe 7. Nadomestna oprema 8. Tekoče popravilo in vzdrževanje osnovnih sredstev 9. Amortizacija osnovnih sredstev 10. Remont 11. Delo transportnih trgovin 12. Drugi stroški trgovine Skupni stroški pretvorbe
2	Tovarniške režijske stroške Skupni proizvodni stroški			100
3	neproizvodni stroški Skupni polni stroški			100

Poročana točka preloma je:

TBC od t.

Točka preloma za projekt je:

TV pr t.

V tabeli. 4.6. opravljen je bil obračun prihodkov in vseh vrst stroškov proizvodnje prodanih izdelkov, ki so potrebni za določitev praga dobička. Urniki za izračun točke preloma za poročilo in za projekt so prikazani na sliki 4.2. in sl.4.3. oz.

Tabela 4.6 - Podatki za izračun praga rentabilnosti

Izračun točke preloma po poročilu

Izračun točke preloma za projekt

Tehnični in ekonomski kazalniki projekta so predstavljeni v tabeli. 4.7.

Posledično lahko sklepamo, da bo ukrep, predlagan v projektu, zmanjšal stroške enote proizvedenih izdelkov za 1,45% z zmanjšanjem variabilnih stroškov, kar prispeva k povečanju dobička za 19,5 milijona rubljev. z letno proizvodnjo 110.123,01 ton. Rezultat izvedbe projekta je rast kumulativne neto sedanje vrednosti v primerjavi z načrtovano vrednostjo v obravnavanem obdobju. Pozitivna točka je tudi znižanje praga preloma z 12,85 tisoč ton na 12,8 tisoč ton.

Tabela 4.7 - Tehnični in ekonomski kazalniki projekta

Št. p / str	Kazalo	Poročilo	Projekt	Odstopanje
Št. p / str	Kazalo	Poročilo	Projekt	Absolutno	%
1	Obseg proizvodnje: v naravi, t v vrednosti, tisoč rubljev
2	Stroški osnovnih proizvodnih sredstev, tisoč rubljev.	6775032	6775032	0	0
3	Splošni stroški (polni stroški): skupna izdaja, tisoč rubljev proizvodne enote, rub.
4	Dobičkonosnost izdelka, %	60,65	62,1	1,45	2,33
5	Neto sedanja vrednost, NPV	1700,136
6	Skupni znesek naložb, tisoč rubljev	0
7	Referenca: točka preloma T.B., t, vrednost diskontne stopnje F, notranja stopnja donosa BND največji denarni odtok K, tisoč rubljev.

ZAKLJUČEK

V tem diplomski projekt razvita je bila tehnologija izdelave cevi za splošne namene po DIN 1629. V prispevku je obravnavana možnost zmanjšanja dolžine odebeljenih koncev, ki nastanejo pri valjanju na redukcijskem stroju, s spreminjanjem nastavitev hitrosti mlina med valjanjem konca. odseki cevi z uporabo zmogljivosti sistema UZS-R. Izračuni so pokazali, da lahko zmanjšanje dolžine odebeljenih konic doseže 50%.

Ekonomski izračuni so pokazali, da bo uporaba predlaganih načinov valjanja znižala stroške proizvodnje na enoto za 1,45 %. To bo ob ohranitvi obstoječega obsega proizvodnje omogočilo povečanje dobička za 20 milijonov rubljev v prvem letu.

Bibliografija

1. Anurjev V.I. "Priročnik oblikovalca-strojnika" v 3 zvezkih, zvezek 1 - M. "Inženiring" 1980 - 728 str.

2. Anurjev V.I. "Priročnik oblikovalca-strojnika" v 3 zvezkih, zvezek 2 - M. "Inženiring" 1980 - 559 str.

3. Anurjev V.I. "Priročnik oblikovalca-strojnika" v 3 zvezkih, zvezek 3 - M. "Inženiring" 1980 - 557 str.

4. Pavlov Ya.M. "Deli stroja". - Leningrad "Engineering" 1968 - 450 str.

5. Vasiljev V.I. "Osnove oblikovanja tehnološka oprema motorna transportna podjetja" učbenik - Kurgan 1992 - 88 str.

6. Vasiljev V.I. "Osnove načrtovanja tehnološke opreme avtomobilskih transportnih podjetij" - Kurgan 1992 - 32 str.

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 med valjanjem, vlečenjem 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 oblikovane cevi, debelostenske cevi, risba cevi, debelina stene cevi, kakovost notranje površine cevi.

Obstoječa tehnologija za izdelavo hladno oblikovanih debelostenskih cevi majhnega premera iz jekel, odpornih proti koroziji, omogoča uporabo postopkov hladnega valjanja v mlinah za hladno valjanje in naknadno vlečenje brez trna 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 pridobitev takšnih 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 odebelitev 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.

Cilj dela je primerjalno eksperimentalno preučevanje dinamike spreminjanja debeline stene cevi v procesih redukcije z valjanjem, vlečenjem v monolitno in valjčno matrico.

Kot surovci so bile uporabljene hladno oblikovane cevi: 12,0x2,0 mm (S/D = 0,176), 10,0x2,10 mm (S/D = 0,216) iz jekla 08Kh14MF; dimenzije 8,0x1,0 mm (S / D = 0,127) iz jekla 08X18H10T. Vse cevi so bile žarjene.

Vlečenje v monolitnih orodjih je potekalo na verižni vlečni mizi s silo 30 kN. Za valjčno vlečenje smo uporabili matrico z zamaknjenimi pari valjev BP-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 premera 110 mm.

Na vsaki stopnji deformacije so bili odvzeti vzorci (5 kosov za vsako študijsko možnost) za merjenje zunanjega premera, debeline stene in hrapavosti notranje površine. Meritve geometrijskih dimenzij in površinske hrapavosti cevi so bile izvedene z elektronskim merilnikom TTTC-TT. elektronski točkovni mikrometer, profilometer Surftest SJ-201. Vsa orodja in naprave so opravili potrebno meroslovno overitev.

Parametri hladne deformacije cevi so podani v tabeli.

Na sl. 1 prikazuje grafe odvisnosti 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 shemi napetostnega stanja kovine: med valjanjem in vlečenjem z valji so natezne napetosti v območju deformacije manjše. 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 v odvisnosti od stopnje deformacije ali relativnega zmanjšanja vzdolž zunanjega premera, opaženega 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 določajo naravo spremembe debeline stene, razmerje med nateznimi in radialnimi napetostmi, kar je odvisno od parametrov

Pass No. Mere cevi, mm S,/D, Si/Sc Di/Do є

Redukcija z valjanjem (cevi iz jekla 08X14MF)

О 9,98 2,157 О,216 1,О 1,О 1,О О

1 9,52 2,23O 0,234 1,034 0,954 1 ,30 80,04

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

Z 7,01 2,324 O,332 1,077 O,7O2 1,549 O,35

Redukcija z valjanjem (cevi iz jekla 08X18H10T)

О 8,О6 1,О2О О,127 1,О 1,О 1,О О

1 7.OZ 1.13O O.161 1.1O8 O.872 1.O77 O.O7

2 6,17 1,225 0,199 1,201 0,766 1,185 0,16

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

Redukcija z vlečenjem v valjčno matrico (cevi iz jekla 08X14MF)

О 12.ОО 2.11 О.176 1.О 1.О 1.О О

1 10,98 2,20 0,200 1,043 0,915 1,080 0,07

2 1O.O8 2.27 O.225 1.O76 O.84O 1.178 O.15

Z 9.O1 2.3O O.2O1 1.O9O O.751 1.352 O.26

Redukcija z vlečenjem v monolitno matrico (cevi iz jekla 08X14MF)

О 12.ОО 2.11О О.176 1.О 1.О 1.О О

1 1O,97 2,135 0,195 1,O12 O,914 1,1O6 O,1O

2 9,98 2,157 O,216 1,O22 O,832 1,118 O,19

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

Di, Si - oziroma zunanji premer in debelina stene cevi v prehod.

riž. 1. Odvisnost relativnega povečanja debeline stene cevi od stopnje deformacije

ra S/D je pomembno proučiti vpliv razmerja S/D na položaj ekstremuma funkcije spreminjanja debeline stene cevi v procesu redukcije. Po podatkih dela se pri manjših razmerjih S/D največja vrednost debeline stene cevi opazi pri velikih deformacijah. To dejstvo je bilo preučeno na primeru postopka redukcije z valjanjem cevi dimenzij 8,0x1,0 mm (S/D = 0,127) iz jekla 08Kh18N10T v primerjavi s podatki o valjanju cevi dimenzij 10,0x2,10 mm ( S/D = 0,216) iz jekla 08Kh14MF. Rezultati meritev so prikazani na sl. 2.

Kritična stopnja deformacije, pri kateri je bila opažena največja vrednost debeline stene med valjanjem cevi z razmerjem

S/D = 0,216 je bil 0,23. Pri valjanju cevi iz jekla 08Kh18N10T ekstrem povečanja debeline stene ni bil dosežen, saj razmerje dimenzij cevi S/D tudi pri največji stopnji deformacije ni preseglo 0,3. Pomembna okoliščina je, da je dinamika povečanja debeline stene med zmanjševanjem cevi z valjanjem obratno sorazmerna z razmerjem dimenzij S/D originalne cevi, kar prikazujejo grafi, prikazani na sl. 2, a.

Analiza krivulj na sl. 2b tudi kaže, da ima sprememba razmerja S/D med valjanjem cevi iz jekla 08Kh18N10T in cevi iz jekla 08Kh14MF podoben kvalitativni značaj.

S0/A)=0,127 (08X18H10T)

S0/00=0,216 (08X14MF)

Stopnja deformacije, b

VA=0;216 (08X14MF)

(So/Da=0A21 08X18H10T) _

Stopnja deformacije, є

riž. Sl. 2. Spremembe debeline stene (a) in razmerja S/D (b) glede na stopnjo deformacije med valjanjem cevi z različnimi začetnimi razmerji S/D

riž. Sl. 3. Odvisnost relativne vrednosti hrapavosti notranje površine cevi od stopnje deformacije

V procesu zmanjševanja različne poti hrapavost notranje površine cevi je bila ovrednotena tudi z aritmetičnim srednjim odstopanjem višine mikrohrapavosti Ra. Na sl. Slika 3 prikazuje grafe odvisnosti relativne vrednosti parametra Ra od stopnje deformacije pri redukciji cevi z valjanjem in vlečenjem v monolitnih matricah.

volnastost 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 s povečanjem stopnje deformacije v primeru

cevovod z valjanjem v dvovaljnih kalibrih 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 spremembe debeline stene cevi za obravnavane metode hladnega zmanjševanja je iste vrste - intenzivno zgostitev s povečanjem stopnje deformacije, kasnejša upočasnitev rasti debeline stene z doseganjem določene največje vrednosti pri določenem razmerju dimenzij cevi S/D in posledično zmanjšanje rasti debeline stene.

2. Dinamika spreminjanja debeline stene cevi je obratno sorazmerna z razmerjem prvotnih dimenzij 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 pridobljenih zaključkov in narave spremembe debeline stene med deformacijo lahko trdimo, da je za vlečenje cevi v valjčnih matricah,

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 izdelavo hladno oblikovanih 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. Kirova, 1983. - 100 str.

4. Tehnologija in oprema za proizvodnjo cevi /V.Ya. Osadchiy, A.S. Vavilin, V.G. Zimovec in drugi; izd. 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 Yuryevna, mladi raziskovalec, Ruski raziskovalni inštitut za cevno industrijo (Čeljabinsk); [e-pošta zaščitena]

Baričko Boris Vladimirovič, namestnik vodje oddelka za brezšivne cevi Ruskega raziskovalnega inštituta 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, zv. 1. 232 str.

2 Savin G.A. Volochenie cev. 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 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 skupna hitrost drsenja kovine po površini orodja; vn normalna hitrost gibanja kovine; wn normalna hitrost orodja; st - torna napetost;
- napetost tečenja kot funkcija parametrov deformabilne kovine na dani točki; - srednja napetost; - Intenzivnost hitrosti deformacije; x0 - stopnja deformacije vsestranskega stiskanja; Kt - kazenski faktor za hitrost drsenja kovine po orodju (določeno z iteracijsko metodo) Kn - kazenski faktor za vdiranje kovine v orodje; m - pogojna viskoznost kovine, prečiščena z metodo hidrodinamičnih približkov; - napetost napetosti ali povratna voda med kotaljenjem; Fn je površina prečnega prereza konca cevi, na katerega se uporablja napetost ali podpora.
Izračun deformacijsko-hitrostnega načina vključuje porazdelitev stanja deformacij vzdolž stojal vzdolž premera, zahtevano vrednost koeficienta plastične napetosti glede na stanje Ztot, izračun razmerij vlečenja, premere 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, nameščene za zadnjim stojalom, valji, so koeficienti plastične napetosti v njih Zav.i manjši od zahtevanega Ztot. Zaradi takšne porazdelitve koeficientov plastične napetosti po vseh stojalih mlina je izračunana debelina stene na izstopu iz njega 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 z iterativnim izračunom najti takšno vrednost Ztotal, da izračunane in določene debeline sten na izstopu iz države so enaki. Večja kot je vrednost zahtevanega skupnega koeficienta plastične napetosti glede na stanje Ztotal, večja je napaka pri njegovem določanju brez iterativnega izračuna.
Potem ko smo z iterativnimi izračuni izračunali koeficient sprednje in zadnje plastične napetosti, debelino stene cevi na vstopu in izstopu iz deformacijskih celic vzdolž stojala redukcijske mline, končno določimo položaj prvega in zadnjega stojala. ki so valjani.
Seveda je premer valjanja določen skozi središčni kot qk.p. med navpično osjo simetrije valjčnega utora in črto, ki poteka od središča prehoda, sovpada z osjo valjanja do točke na površini prehodnega utora, kjer se na njegovi površini nahaja nevtralna črta deformacijske cone , se običajno nahaja vzporedno z osjo kotaljenja. Vrednost kota qk.p. je najprej odvisna od vrednosti koeficienta zadnjega Zset. in spredaj Zper. napetost, kot tudi koeficient
nape.
Določitev premera valjanja z vrednostjo kota 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 prehoda bodo v primeru, ko pogoji valjanja določajo njegov položaj bodisi na dnu bodisi na prirobnici utora. Bolj ko se dejanska oblika kalibra razlikuje od kroga, sprejetega v izračunih, večja bo ta napaka.
Največji možni obseg spremembe dejanske vrednosti premera zvitkov kalibra je rez zvitka. Večje kot je število valjev v kalibru, večja je relativna napaka pri določanju premera valjanja brez upoštevanja dejanskih geometrijskih dimenzij kalibra.
S povečanjem delnega zmanjšanja premera cevi v kalibru se razlika med njegovo obliko in okroglo povečuje. Torej, s povečanjem zmanjšanja premera cevi z 1 na 10%, se relativna napaka pri določanju vrednosti premera valjanja brez upoštevanja dejanskih geometrijskih dimenzij kalibra poveča z 0,7 na 6,3% za dvo- valj, 7,1% za trivaljni in 7,4% - za chotirio-roll "valjalno" stojalo, ko se glede na kinematične pogoje valjanja valja premer, ki se nahaja vzdolž dna kalibra.
Istočasno povečanje istega

Naslednji

Najlepša hvala za zelo koristne informacije v članku. Vse je zelo jasno. Zdi se, da je bilo z analizo delovanja trgovine eBay vloženega veliko dela.
- koreninska lupina
  
  Hvala vam in ostalim rednim bralcem mojega bloga. Brez vas ne bi bil dovolj motiviran, da bi veliko svojega časa posvetil vodenju te strani. Moji možgani so urejeni takole: rad se poglobim, sistematiziram raznovrstne podatke, poskusim nekaj, česar pred menoj še nihče ni naredil ali na to nisem gledal s takega zornega kota. Škoda, da le našim rojakom zaradi krize v Rusiji nikakor ni do nakupovanja na eBayu. Na Aliexpressu kupujejo iz Kitajske, saj je velikokrat cenejše blago (pogosto na račun kakovosti). Toda spletne dražbe eBay, Amazon, ETSY bodo Kitajcem zlahka dale prednost pri ponudbi blagovnih znamk, vintage predmetov, ročnih izdelkov in različnih etničnih izdelkov.
  - Naslednji
    
    V vaših člankih je dragocen vaš osebni odnos in analiza teme. Ne zapustite tega bloga, pogosto pogledam sem. Veliko bi nas moralo biti. Pošlji mi email Pred kratkim sem po pošti prejel predlog, da bi me naučili trgovati na Amazonu in eBayu. In spomnil sem se vaših podrobnih člankov o teh dražbah. območje Še enkrat sem vse prebral in ugotovil, da so tečaji prevara. Ničesar še nisem kupil na eBayu. Nisem iz Rusije, ampak iz Kazahstana (Almaty). Vendar nam tudi ni treba dodatno porabiti. Želim vam veliko sreče in pazite nase v azijskih deželah.
koreninska lupina

Lepo je tudi, da so poskusi eBaya, da rusificira vmesnik za uporabnike iz Rusije in držav CIS, začeli obroditi sadove. Navsezadnje velika večina državljanov držav nekdanje ZSSR ni močna v znanju tujih jezikov. Angleščino ne govori več kot 5% prebivalstva. Več med mladimi. Zato je vsaj vmesnik v ruskem jeziku v veliko pomoč pri spletnem nakupovanju na tej trgovalni platformi. Ebey ni šel po poti kitajskega kolega Aliexpressa, kjer se izvaja strojno (zelo okorno in nerazumljivo, mestoma vzbujajoče smeha) prevajanje opisa izdelka. Upam, da bo na naprednejši stopnji razvoja umetne inteligence visokokakovostno strojno prevajanje iz katerega koli jezika v kateregakoli postalo resničnost v nekaj delčkih sekunde. Zaenkrat imamo tole (profil enega od prodajalcev na ebayu z ruskim vmesnikom, a angleškim opisom):
https://uploads.disquscdn.com/images/7a52c9a89108b922159a4fad35de0ab0bee0c8804b9731f56d8a1dc659655d60.png