Содержание к диссертации
Введение
1. Введение '. 5
1.1. Современное состояние и вопросы совершенствования теории и практики процесса производства прямошовных электросварных труб 7
1.1.1. Анализ деформированного состояния трубной заготовки в процессе непрерывного формоизменения в валковых станах ТЭСА 7
1.1.2. Анализ методик определения энергосиловых и кинематических параметров процесса непрерывной валковой формовки 9
1.2. Анализ технологии и оборудования ТЭСА 42-159
ОАО «Газпромтрубинвест» 16
1.2.1. Технические характеристики ТЭСА 42-159 и сортамент труб, выпускаемых на ОАО «Газпромтрубинвест» 17
1.2.2. Анализ существующих заводских калибровок используемых в клетях деформационных станов ТЭСА 42-159 21
1.3. Цель и задачи работы 23
2. Исследования геометрических параметров очагов деформации и напряженно-деформированного состояния формоизменения трубной заготовки в линии деформационных станов ТЭСА 42-159 25
2.1. Исследования геометрических параметров и напряженно- деформированного состояния формоизменения трубной заготовки при использовании заводской калибровки валков деформационных клетей ТЭСА 27
2.1.1. Расчет и анализ ГП очагов деформации трубной заготовки 27
2.1.2. Экспериментальная часть исследования ГП формоизменения трубной заготовки 34
2.1.3. Расчет и анализ НДС трубной заготовки 36
2.2. Исследования геометрических параметров и напряженно- деформированного состояния формоизменения трубной заготовкипри использовании однорадиусной калибровки валков деформационных клетей 42
2.3. Сравнительный анализ НДС для двух типов калибровки 46
2.4. Расчет и анализ НДС для исследуемых типоразмеров труб 48
2.5. Выводы по главе 54
3. Разработка новых методик, расчет и анализ энергосиловых и кинематических параметров трубной заготовки в клетях формовочного стана ТЭСА 42-159 с многорадиусной калибровкой валков 55
3.1. Компоновка и габаритные размеры валкового инструмента 55
3.2. Методика расчета усилия формоизменения в калибрах ТЭСА 58
3.2.1. Методика расчета контактных площадей взаимодействия многорадиусного инструмента с трубной заготовкой 58
3.2.2. Базовый вариант расчета усилия формоизменения 61
3.2.3. Усовершенствованный вариант расчета усилия формоизменения 62
3.3. Методика расчета катающего диаметра 65
3.4. Методика расчета тянущих усилий 66
3.4.1. Базовый вариант методики расчета тянущих усилий 66
3.4.2. Усовершенствованный вариант методики расчета тянущих усилий 66
3.5. Расчеты энергосиловых параметров, анализ, экспериментальная проверка и оценка теоретической модели расчета ЭСП клетей формовочного стана ТЭСА 42-159 67
3.6. Выводы по главе 79
4. Программное обеспечение для расчета основных технических параметров процесса формоизменения трубной заготовки в линии станов ТЭСА 80
4.1. Описание работы и возможностей программного обеспечения для расчета основных технических параметров процесса формоизменения трубной заготовки 80
4.2. Оценка и корректировка программного обеспечения для расчета основных технических параметров процесса формоизменения трубной заготовки по результатам опытных партий труб 88
4.3. Выводы по главе 89
5. Определение расширенного диапазона и разработка рекомендаций по производству прямошовных электросварных толстостенных труб нефтяного сортамента на ТЭСА 42-159 90
5.1. Прочностной расчет формовочных клетей ТЭСА 42-159 90
5.2. Факторы и закономерности, влияющие на усилия формоизменения трубной заготовки, при производстве прямошовных электросварных толстостенных труб нефтяного сортамента на ТЭСА 108
5.2.1. Влияние диаметра труб на усилие формовки 108
5.2.2. Влияние толщины стенки труб на усилие формовки ПО
5.2.3. Влияние механических характеристик стали на усилие формовки 112
5.2.4. Влияние неравномерности усилий формовки по клетям формовочного стана на возможность производства труб нефтяного сортамента на ТЭСА 42-159 114
5.2.5. Условия расширения геометрического и марочного диапазона производства толстостенных прямошовных сварных труб нефтяного сортамента на ТЭСА 42-159 115
5.3. Рекомендации по технологическим режимам и новым способам
производства труб нефтяного сортамента на ТЭСА 42-159 в
условиях ОАО «Газпромтрубинвест» 116
5.4. Выводы по главе 117
6. Разработка эффективных способов производства сварных толстостенных прямошовных труб в линии ТЭСА 42 -159
ОАО «Газпромтрубинвест» 119
6.1. Идентификация усилий формовки по всем клетям формовочного стана. 119
6.2. Способ управления технологической подготовкой производства прямошовных электросварных труб в линии ТЭСА 129
6.3. Технические предложения по калибровке сварных труб в линии ТЭСА. 137
6.4. Внедрение результатов работ с целью производства труб нефтяного сортамента на ТЭСА в условиях ОАО «Газпромтрубинвест» 147
6.5. Выводы по главе 148
Основные выводы по работе 150
Библиографический список
- Анализ деформированного состояния трубной заготовки в процессе непрерывного формоизменения в валковых станах ТЭСА
- Расчет и анализ ГП очагов деформации трубной заготовки
- Методика расчета контактных площадей взаимодействия многорадиусного инструмента с трубной заготовкой
- Оценка и корректировка программного обеспечения для расчета основных технических параметров процесса формоизменения трубной заготовки по результатам опытных партий труб
Введение к работе
В России и технически наиболее развитых странах США, Канаде и Японии в последние 10-15 лет идет процесс замены бесшовных труб нефтяного сортамента (газонефтепроводных, насосно-компрессорных и обсадных) электросварными трубами, наиболее точными по геометрии и с более низкой себестоимостью в производстве.
Развитие нефте- и газодобывающих отраслей, возникновение качественно новых методов добычи и транспортировки продукта приводит к необходимости повышения качества труб и трубных материалов, возрастает выпуск труб со специальными свойствами, характеризующихся хладостойкостью, коррозионной стойкостью, сероводородостойкостью из низколегированных марок сталей высоких классов прочности.
Действующие в России станы ТЭСА (трубоэлектросварочные агрегаты) на Волгореченском трубном заводе, Выксунском металлургическом заводе, Уралтрубопроме и другие на момент их проектирования и строительства были в основном предназначены для производства из углеродистых марок сталей водогазопроводных труб и конструкционных труб неответственного назначения. В рыночных условиях производители электросварных прямошовных труб малого и среднего диаметра с целью получения большей прибыли прилагают усилия к переходу на более высокостоимостные сегменты рынка труб, в частности на сегмент рынка труб нефтяного сортамента.
В связи с отсутствием опыта производства электросварных труб нефтяного сортамента с большой толщиной стенки из низколегированных марок сталей появляются проблемы при формовке и получения точной геометрии при калибровке труб.
На существующих станах ТЭСА производство труб нефтяного сортамента высоких групп прочности со специальными свойствами из низколегированных марок сталей и необходимость расширения сортамента в сторону увеличения толщины стенки электросварных труб ставит под угрозу прочностные характеристики основных узлов станов и технологического инструмента, что неиз-
бежно может привести к авариям, простоям ТЭСА и большим затратам по их устранению.
При решении этих проблем возникают определенные трудности, связанные с тем, что недостаточно изучены некоторые вопросы теории и практики процессов непрерывного формоизменения таких труб в линии различных станов ТЭСА. Требуется, например, значительно дополнить как теоретические представления, так и экспериментальные исследования о процессах контактного взаимодействия профилированного инструмента и трубной заготовки, с тем, чтобы получить достоверную силовую картину в очагах формоизменения. Необходимы обоснованные рекомендации по форме и размерам очага сворачивания, типу технологического инструмента, виду деформирующего оборудования при производстве тех или иных типоразмеров электросварных труб нефтяного сортамента.
Назрела потребность в усовершенствовании методик определения напряженно-деформированного состояния трубной заготовки и расчета энергосиловых параметров станов агрегата, а также проведении экспериментальных исследований процесса формоизменения трубной заготовки с целью определения его более точных закономерностей. Необходимость разработки критериев и эффективных технических решений, для производства труб нефтяного сортамента из низколегированных марок сталей с большей толщиной стенки на действующих станах ТЭСА 42-159 при минимальных затратах, определяет актуальность этой диссертации.
Настоящая работа является продолжением комплекса научных исследований, проводимых на российских трубных заводах Московским государственным институтом стали и сплавов, в части расширения сортаментного ряда и повышения эффективности производства сварных труб на основе развития теории непрерывного формоизменения на станах ТЭСА.
Анализ деформированного состояния трубной заготовки в процессе непрерывного формоизменения в валковых станах ТЭСА
Современные ТЭСА представляют собою набор станов с приводными рабочими клетями, оснащенными профилированными калибрами формовочного, сварочного, калибровочного, редукционно-калибровочного и профилировочного станов.
При непрерывной формовке полосы в трубную заготовку в валковых калибрах в ее кромках возникают растягивающие продольные деформации и напряжения.
Тензометрические исследования [1-5] показали, что продольные деформации полосы на межклетьевом расстоянии, в особенности ее кромок, носят явно выраженный пиковый характер. Пик деформации растяжения кромок располагается на границе зон контактной и неконтактной деформации, т.е. на участке наиболее интенсивного изменения формы поперечных сечений.
Результаты исследований [1-7] приводят к выводу, что плавное изменение формы поперечных сечений по длине очага формовки (т.е. создание очага с монотонным изменением функции, характеризующей степень подгибки полосы) позволит устранить пик деформации кромок полосы.
Анализ патентной и научно-технической литературы позволяет сделать вывод о том, что в настоящее время в конструкциях трубоформовочных станов наблюдается отход от валкового инструмента и в особенности при производстве тонкостенных сварных труб. Вместо него предлагают применять инструмент скольжения [9], цепного типа [10] и роликовый инструмент [11-16], что позволит регулировать значения деформаций при формовке.
Современная тенденция к практической реализации на станах монотонного очага формовки делает актуальным изучение подобных очагов с целью выявления основных закономерностей деформированного состояния полосы в зависимости от формы очага сворачивания, соотношения его геометрических размеров и калибровки деформирующего инструмента [17-22].
Калибровка инструмента должна обеспечивать минимальную величину продольных деформаций в кромках заготовки для бездефектного формообразования (отсутствие гофров, смещений кромок и др.) [23-27].
В настоящее время общепризнанно, что возникающие при формовке в стане обычной конструкции значительное пластическое растяжение кромок полосы приводит к гофрообразованию, которое делает невозможным последующую сварку трубной заготовки [28-33].
Для уменьшения неравномерности деформации кромок полосы по длине очага формовки и улучшения качества формовки широко применяют замену традиционных горизонтальных клетей различными комбинациями вертикальных или составных клетей [8, 34-35].
Впервые вопрос о деформациях, возникающих в полосе в процессе ее формовки в трубную заготовку, был рассмотрен в работах Емельяненко П.Т. Было показано, что для очага формовки с прямолинейным средним по ширине полосы волокном в кромках полосы возникают деформации растяжения, величина которых при равных прочих условиях тем больше, чем меньше длина очага формовки. В дальнейшем, экспериментально и теоретически, Ю.Ф. Ше-вакиным [23, 24], Б.Д. Жуковским [20, 27, 36], И.А. Фомичевым [1, 3] было установлено, что эпюра продольных деформаций в поперечном сечении очага формовки с прямолинейным средним волокном имеет как зоны растяжения, так и зоны сжатия и что интегральная площадь эпюры близка к нулю.
Дальнейшим шагом в развитии методов расчета пластического формоизменения полосы в формовочных станах явились работы Г.А. Смирнова-Аляева и Г.Я. Гуна [36-39], Ю.М. Матвеева [24, 25], Е.М. Халамеза [23, 24, 40], в которых изложена методика определения деформированного состояния листового материала при его конечном формоизменении.
Однако к недостаткам перечисленных методик можно отнести выбор упрощенных уравнений соответствия начальных и текущих координат точки заготовки, что снизило ценность предложенных методик и привело к разработке значительного количества прикладных методик расчета калибровок инстру мента, где в основу расчета закладывается распределение радиусов сворачивания по рабочим клетям.
В МИСиС проф. В.А. Рымовым предложен новый подход в расчете параметров напряженно-деформированного состояния полосы при ее формовке в трубную заготовку с использованием эйлеро-лагранжевых координат [6, 18, 34,35,41-43].
Эта методика была реализована для упругой среды, для однорадиусной схемы сворачивания и не учитывала распружинивания профиля в процессе его формовки.
В дальнейшем было высказано предположение о том, что одной правильно реализованной калибровки недостаточно для получения качественной продукции в линии ТЭСА; и что весомыми составляющими качественного производства являются энергосиловые показатели процесса непосредственно связанные с контактными условиями взаимодействия приводного инструмента и заготовки по всей линии станов ТЭСА.
Расчет и анализ ГП очагов деформации трубной заготовки
Общую оценку исследования геометрических параметров формоизменения трубной заготовки начали с характеристики калибровки инструмента, т.е. с геометрических параметров профиля в сечениях рабочих клетей. В базовую схему калибровки заложили заводскую действующую калибровку для трубы 0 159x10 мм, причем в отличие от традиционных методик исследования, впервые, сделали попытку исследования для всего очага формоизменения по всем станам, входящим в состав ТЭСА 42-159, а именно: формовочного, сварочного и калибровочного станов (15 рабочих клетей).
В таблице № 2.1. представлена трехрадиусная схема формоизменения заготовки для трубы 0159x10 мм на основе базовой заводской калибровки инструмента, включающая: - двухрадиусную калибровку для 5-ти открытых и 3-х закрытых клетей формовочного стана, - однорадиусную калибровку - для 9-й и 10-й клетей сварочного стана, - трехрадиусную - для 5-ти клетей калибровочного стана агрегата.
Последовательно задав числовые значения участков формоизменения профиля заготовки для всех рабочих сечений, получили числовые и геометрические интерпретации для 5 следующих геометрических параметров: 1 - зависимость распределения значения кривизны срединного, периферийного и центрального участков трубной заготовки по клетям станов агрегата; 2 - зависимость распределение значения углов изгиба срединного, периферийного и центрального участков трубной заготовки по клетям станов агрегата; 3 - изменение значений ширины участков по клетям агрегата; 4 - изменение значения координаты Y для фиксированных волокон кромки трубной заготовки по рабочим клетям. Волокна расположены на расстояниях равных 249,7 мм, 200 мм, 150 мм и 0мм от центра полосы; - изменение значения координаты Z для фиксированных волокон кромки трубной заготовки по рабочим клетям. Волокна расположены на расстояниях равных 249,7 мм, 200 мм, 150 мм и 0мм от центра полосы.
Каждый из геометрических параметров учитывал особенность изменения формы профиля в сечениях клетей станов и на межклетьевых расстояниях с оценкой качества изгибаемой заготовки.
График распределения радиусов гиба участков заготовки и график кривизны участков калибров при формовке трубы 0159x10 мм для клетей трубного агрегата ТЭСА 42-159 содержащего в своем составе несколько самостоятельных станов (формовочный, сварочный и калибровочный) представлены на рис. 2.3. и рис. 2.4. Эти графики дают зависимость принципиального изменения радиусов гиба и кривизн для всех выделенных участков, но не характеризует профиль заготовки в целом. Основным фактором, исключающим возможность образования гофр, является гладкость кривой кривизны участков калибра. С точки зрения этого критерия однорадиусная калибровка имеет преимущество см. рис. 2.20.
График изменения углов выделенных участков заготовки по клетям агрегата дает общее представление о величине углов участков профиля, но для точного представления о значениях участков в составе данного сечения профиля необходимо выполнить дополнительные расчеты (рис. 2.5.).
График изменения значений ширин назначенных участков заготовки дает возможность проследить характер изменения этих величин по сечениям очага формоизменения, но для полной характеристики профиля в любом конкретном сечении необходимы дополнительные расчеты (рис. 2.6.).
Принципиальная схема сворачивания («цветок калибровки») формовочного стана при использовании существующей заводской базовой калибровки валков дает качественное (видовое) представление о последовательности изменения параметров профиля заготовки при технологических переходах от клети стана, но не располагает конкретными числовыми значениями профилей заготовки (рис. 2.7.).
Схема сворачивания трубной заготовки в клетях формовочного стана при использовании существующей заводской базовой калибровки валков.
На левой половине схемы отмечены граница между периферийным, центральным и срединным участками. На правой половине схемы отмечены исследуемые материальные волокна, расположенные на расстояниях равных 249,7 мм, 200 мм, 150 мм и 0мм от центра полосы.
Принципиальное значение при исследовании геометрических параметров приобретают также зависимости изменения координат точек материаль ных волокон для любых выбранных сечений очага формоизменения трубной заготовки для данного типа калибровки инструмента.
Соответственно в таблицах № 2.2., 2.3. и 2.4. представлены значения координат Y - ширины и Z - высоты точек материальных волокон, расположенных на расстояниях равных 249,7 мм, 200 мм и 150 мм от центра полосы по рабочим клетям станов трубного агрегата.
Графики изменения координат точек для любого материального волокна профиля заготовки через определение значений координат Y - ширины и Z -высоты точек материальных волокон позволяют проследить траекторию любого выделенного волокна по всей длине очага формоизменения (рис. 2.8. и 2.9., рис. 2.10. и 2.11., рис. 2.12. и 2.13.).
Методика расчета контактных площадей взаимодействия многорадиусного инструмента с трубной заготовкой
Исследования проводили на основании разработанной, на кафедре ОМД МИСиС методики, позволяющей определять контактные площади взаимодействия с трубной заготовкой для однорадиусного калибра.
На рисунке 3.6. представлено изображение валков и заготовки для одно-радиусного калибра полного охвата.
В процессе исследования в работе [83] было установлено, что трубная заготовка, выходящая из калибра, входит в зону пружинения приводной клети, а затем в зону внеконтактной деформации следующей клети, где изгибается и формируется до определенной высоты профиля (по экспериментальным данным высота его составляет 92-96%).
Радиус по кромке трубной заготовки нижнего валка рассчитывается по формуле: RjH - Did"/2 + Н„р, где Д/ - диаметр по дну нижнего валка, мм; Нпр1 - высота профиля калибра, мм. То есть радиус по кромке трубной заготовки равен половине диаметра по реборде нижнего валка Dip Высота профиля для открытых калибров полного охвата (р, 180): Нп; = RiH (l-cosfy/2)), где (pi - угол формовки нижнего валка, рад; RiH - радиус формовки нижнего валка, мм. Высота входящего профиля заготовки на участке открытых калибров составляет: Нщ:х = (0,92 - 0,94) Нпр\ а на участке закрытых калибров: Нпр,вх = (0,94- 0,96) Я„/. Dr = Did" + Нпр, где D,ex- входной диаметр, мм. Рис. 3.6. Схема контактных площадей в открытом однорадиусном калибре полного охвата.
Учитывая, что ширина площади контакта всегда определяется размерами инструмента, находящегося в контакте в данном калибре, получить реальные значения ширин не представляло сложности, и задача сводилась к определению значений длин контакта в характерных сечениях калибра. Для одноради-усной калибровки это сечение соответствовало сечению по кромке трубной заготовки, а для многорадиусных калибровок - сечению сопряжения радиусов двух соседних участков.
В работе [84] длина контакта кромки соответственно с нижним валком, с верхним валком в закрытых калибрах и с верхним валком в открытых калибрах определялась из выражений: LiKH = RlHK arccos [(DidH /2 + Нпрнвх )/(DidH /2 + Нпр )], LiKe = RieK arccos [(Dide/2 + Нпрввх)/(Dide/2 + HnpJ)J, U: = Да /2 arccos [(Dipe 12 + Нпрввх )/(Dipe /2 + HnpJ)], где: RiHK - значение радиуса нижнего валка по кромке трубной заготовки, Rie - значение радиуса верхнего валка по кромке трубной заготовки, Д/ -значение диаметра верхнего валка по дну, Dipe - значение диаметра верхнего валка по реборде, Нпрнех - значение высоты входящего в / - й калибр профиля трубной заготовки, Нпрн - значение высоты профиля трубной заготовки в / -ом калибре.
Для определения контактных площадей многорадиусных калибровок по усовершенствованной методике были в работах [93] определены следующие формулы. Длина контакта кромки с нижним валком для многорадиусных калибровок определялась по формуле: U: = (Яш + i HJ-arccosKDj/2 + %НК- Ht(l-K„)/(D»H/2 +нк)], М кЦ Ы где: Нк - высота профиля, образованного к - тым участком, мм; / - номер рассматриваемого участка калибровки инструмента (1 - центральный, 2 -средний, 3 - периферийный и т. д.); Кт - коэффициент типа клети (дли открытых клетей Кы = 0,92 - 0,94, для закрытых клетей К = 0,94 - 0,96)
Площади контакта для нижних валков и верхних валков закрытых калибров по усовершенствованной методике для многорадиусных калибровок: п п п+\ F, = X (ШІЇ + I (UAY. (21) - 2lH+l) -FJ, где: LiK - длина контакта заготовки с валком на / - том участке, мм; / - периметр участка (для половины ширины листа), мм; п - количество участков калибровки инструмента (валка); FJ - площадь, не входящая в контакт из - за шайбы (для верхнего валка), мм , которую вычисляли следующим образом: Fj = LKP((SJ2- If + 2(SJ2- IJ %LiK + LiK- /, + 2 LiK- l(i+l), 1-І i=l /=1 i=l i=l где/? - номер участка, на котором находится край разрезной шайбы. Площадь контакта для верхних валков открытого калибра по усовершенствованной методике: п-1 П-\ 11 F? = X ( к(п-і)-І(п-і)) + X (LK(n.i)-( /]Г (21(n.J))-2l0))-Fe, 1=0 1=0 ./=1+1 где: Fe - площадь, не входящая в контакт из-за того, что ширина верхнего валка меньше ширины нижнего. и-2 я-2 и-2 и-2 + і=0 1=0 (=0 і=0 Ч i=0 + K(n-i) kn-i-l), где: нв- ширина нижнего валка, мм; See - ширина верхнего валка, мм.
Процесс формовки заготовки в непрерывном стане является процессом пластического изгиба криволинейного бруса бесконечной длины. Изгиб полосы производится постепенно (непрерывно отдельными участками) в калибре, образуемом двумя формовочными валками (рис. 3.7.)
Оценка и корректировка программного обеспечения для расчета основных технических параметров процесса формоизменения трубной заготовки по результатам опытных партий труб
С помощью программного обеспечения были исследованы основные закономерности процесса формоизменения трубной заготовки в линии ТЭСА 42-159 на основе рассмотрения деформационных, силовых и кинематических параметров и условий контактного взаимодействия технологического инструмента и металла.
Программное обеспечение для расчета основных технических параметров процесса формоизменения трубной заготовки в линии станов позволило впервые провести комплексное исследование геометрических параметров (ГП) формоизменения трубной заготовки по всей длине трубного агрегата ТЭСА 42-159: на всех клетях формовочного стана; сварочного узла и калибровочного стана и дополнительно в 3-х сечениях на каждом межклетьевом расстоянии между приводными клетями, а также провести оценку величины НДС на всех деформационных клетях ТЭСА. Рассчитать ЭСП в каждой клети формовочного стана по всем исследуемым типоразмерам труб.
Перед каждым расчетом программное обеспечение проходило тестирование и корректировку на известных технологических параметрах и закономерностях присущих деформационным станам ТЭСА 42-159 ОАО «Газпром-трубинвест». Так на каждом исследуемом типоразмере труб на опытных партиях задавались в качестве исходных параметров данные по используемым заводским калибровкам, получали все возможные расчетные данные с помощью программного обеспечения «ТЭСА». Во время сварки опытных партий труб после выхода на нужный технологический режим измерялись геометрические параметры трубной заготовки в клетях формовочного стана, контактные отпечатки валков, числа оборотов валков и токовые нагрузки на каждой клети. Полученные экспериментальные параметры сравнивались с расчетными параметрами. Расчетные значения параметров с большими отклонениями от фактических анализировались с целью определения причин больших отклонений. После установления причин отклонений выполняли корректирование программного обеспечения «ТЭСА».
Расхождения расчетных данных не превышали 6-10% от замеренных (расчетные величины были стабильно выше фактических), что подтверждает корректность и приемлемость расчетных результатов программы.
Выводы по главе.
1. Разработано программное обеспечение для расчета основных технических параметров процессов непрерывного формоизменения в валковых станах и дано принципиальное описание возможностей данной программы.
В данной главе, во-первых, на основе оценки прочностных характеристик рабочих клетей и основных узлов станов агрегата установили прочностные границы допустимых усилий формоизменения в клетях формовочного стана, возникающих при производстве электросварных прямошовных труб на ТЭСА 42-159.
Во-вторых, установили технические факторы и закономерности влияния на усилия формоизменения, а также геометрический и марочный диапазон расширения сортамента для производства толстостенных прямошовных сварных труб нефтяного сортамента на действующем оборудовании ТЭСА 42-159.
В-третьих, показали результаты внедрения проведенных исследовательских работ и сформулировали рекомендации по новым способам и технологическим режимам производства труб нефтяного сортамента на ТЭСА 42-159 в условиях ОАО «Газпромтрубинвест».
Прочностной расчет формовочных клетей ТЭСА 42-159.
Для оценки прочностных характеристик рабочих клетей и основных узлов станов агрегата и определения прочностных границ допустимых усилий формоизменения в клетях провели проверочный расчет.
Анализ зависимостей распределения усилия формовки по приводным клетям стана показал, что графики величин усилия формовки имеют похожие тенденции для всех 4-х исследуемых типоразмеров труб, а именно: усилие формовки возрастает в первых формовочных клетях и достигает максимального значения в 4- ой клети, после чего постепенно снижается и на участке закрытых калибров усилие составляет в среднем 30-50% от усилия формовки в первых клетях стана.
При этом разброс максимального усилия находится в диапазоне от 96215 Н - для трубы 0 73x8,0 мм до 172740 Н для трубы 0 159x10,0 мм из марки стали 20. Такой разброс усилия предполагает, что все типоразмеры труб каче ственно и стабильно формуются в приводных рабочих клетях стана независимо от величины усилия формоизменения возникающего в данной клети.
Поэтому было проведено исследование, определяющее верхний предел допустимого усилия формоизменения, при котором обеспечивается надежная работа всех нагруженных деталей клетей без разрушения. Для этого был выполнен проверочный расчет станины и рабочих элементов (валов) формовочной клети на прочность и жесткость по максимально допустимой нагрузке при формоизменении. Учитывая, что максимально допустимые значения усилия по техническому паспорту ТЭСА 42-159 (см. таблицу 5.1.) составляют 500000 Н, а коэффициент запаса прочности рекомендуется выбирать в пределах п=2 - 3, максимальное расчетное усилие формоизменения при производстве трубы 0 159x10,0 мм составляет 172740 Н, при этом фактический коэффициент запаса прочности составляет («=2,89).
Проверочный расчет станины рабочей клети формовочного стана.
Станину рассчитывали на максимальное вертикальное усилие, действующее при формовке на шейки валков. Горизонтальные усилия, действующие на станину в момент захвата металла валками и при формовке полосы с натяжением, не учитывали, так как по сравнению с вертикальным усилием их величина незначительна. Исходные данные для расчета рабочих клетей были выбраны по техническому паспорту ТЭСА 42-159 и представлены в таблице № 5.1.
Похожие диссертации на Разработка эффективных способов формоизменения прямошовных электросварных труб нефтяного сортамента в линии трубоэлектросварочного агрегата
