Iljašenko A.V. – izredni profesor Katedre za konstrukcijsko mehaniko
Moskovska državna gradbena univerza,
kandidat tehničnih znanosti

Preučevanje nosilnosti stisnjenih elastičnih tankostenskih palic, ki imajo začetni upogib in so bile podvržene lokalnemu uklonu, je povezano z določitvijo zmanjšanega preseka palice. V delu so podane glavne določbe, sprejete za preučevanje napetostno-deformacijskega stanja v superkritični fazi stisnjenih neidealnih tankostenskih palic. Ta članek obravnava nadkritično obnašanje palic, ki so predstavljene kot niz skupno delujočih elementov - plošč z začetno izgubo, ki simulirajo delo vogala, tee in križni profili. To so tako imenovane police-plošče z enim elastično stisnjenim robom in drugim prostim (glej sliko). V delih je taka plošča označena kot tip II.

Ugotovljeno je bilo, da pretržna obremenitev, ki označuje nosilnost palice, bistveno presega obremenitev P cr (m), pri kateri pride do lokalnega upogiba nepopolnega profila. Iz grafov, predstavljenih v , je razvidno, da postanejo deformacije vzdolžnih vlaken po obodu prečnega prereza v superkritični fazi izjemno neenakomerne. V vlaknih, ki so daleč od reber, se tlačne deformacije z naraščajočo obremenitvijo zmanjšujejo, pri obremenitvah blizu meje pa se zaradi ostre ukrivljenosti teh vlaken zaradi začetnih upogibov in vse večjih puščic vzdolžnih polvalov, ki nastanejo po lokalnem uklonu, deformacije se pojavijo in hitro rastejo.raztezanje.

Odseki prečnega prereza z ukrivljenimi vzdolžnimi vlakni sproščajo napetosti, kot da so izklopljeni iz delovanja palice, oslabijo učinkoviti odsek in zmanjšajo njegovo togost. Nosilnost tankostenskega profila torej ni omejena na lokalno upogibanje. Polna obremenitev, ki jo zaznajo bolj togi (manj ukrivljeni) odseki prečnega prereza, lahko znatno preseže vrednost P cr (m).

Dobili bomo učinkovit, zmanjšan del, brez nedelujočih delov profila. Za to uporabimo izraz za napetostno funkcijo Ф k (x, y), ki opisuje napetostno stanje k-te plošče tipa II (glej).

Preidimo na nadkritične napetosti σ kx (v smeri zunanje tlačne sile), določene v najneugodnejšem prerezu palice (x=0). Zapišimo jih v splošni obliki:

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

kjer so integracijske konstante А km (m=1,2,…,6) in puščice pridobljenih komponent upogiba f kj (j=1,2) določene iz rešitve sistema razreševalnih enačb . Ta sistem enačb vključuje nelinearne variacijske enačbe in robne pogoje, ki opisujejo skupno delovanje neidealnih profilnih plošč. Puščice f koj (j=1,2,…,5) komponente začetnega upogiba k-te plošče so določene eksperimentalno za vsako vrsto profila;
ℓ je dolžina polvala, ki nastane med lokalnim uklonom;
s je širina plošče;

β c,d = cs 2 + dl 2 ;

β c,d,j = cs 4 + dl 2 s 2 + gl 4 ;

c, d, j so pozitivna cela števila.

Zmanjšana ali efektivna širina zmanjšanega odseka ploščate police (tip II) bo označena s s p. Za določitev zapišemo pogoje za prehod od dejanskega preseka palice do zmanjšanega:

1. Napetosti v vzdolžnih vlaknih na začetni ploskvi plošče (pri y=0), ki mejijo na rebro (glej sliko), ostanejo enake tistim, dobljenim z nelinearno teorijo (1):

kjer je F 2 kr =f 2 kr +2f k0r f kr .

Za določitev napetosti σ k2 =σ k max je potrebno v (1) nadomestiti ordinato najbolj obremenjenega vzdolžnega vlakna, ki ga dobimo iz pogoja: ∂σ kx /∂y=0.

2. Vsota notranjih sil v plošči med prehodom na zmanjšan odsek v smeri tlačne sile se ne spremeni:

3. Moment notranjih sil glede na os, ki poteka skozi začetno ploskev (y=0), pravokotno na ravnino plošče, ostane enak:

Iz slike je razvidno, da

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

Zapišemo sistem enačb za določitev zmanjšane širine plošče s p. Za to zamenjamo (1) in (5) v (3) in (4):

kjer je α=πs/l ; F kr,ξ =f kr f koξ +f kr f kξ +f kor f kξ ;
r, ξ sta pozitivna cela števila.

Nastali sistem enačb (6) in (7) omogoča določitev zmanjšane širine s p vsake od plošč-polic, ki tvorijo stisnjeno tankostensko palico, ki je bila podvržena lokalnemu upogibanju. Tako je bil dejanski prečni prerez profila nadomeščen z zmanjšanim.

Zdi se, da je predlagana metoda uporabna tako v teoretičnem kot v praktičnem smislu pri izračunu nosilnosti stisnjenih predhodno ukrivljenih tankostenskih palic, pri katerih je v skladu z obratovalnimi zahtevami dopustno lokalno valovanje.

Bibliografski seznam

1. Ilyashenko A.V., Efimov I.B. Napetostno-deformacijsko stanje po lokalnem uklonu stisnjenih tankostenskih palic ob upoštevanju začetnega upogiba. Stroitelne konstrukcije i materialy. Zaščita pred korozijo. - Ufa: Dela in-ta NIIpromstroy, 1981. - P.110-119.
2. Iljašenko A.V. K izračunu tankostenskih tee, kotnih in križnih profilov z začetnim nagibom // Temelji pilotov. - Ufa: sob. znanstveni tr. Niipromstroy, 1983. - S. 110-122.
3. Ilyashenko A.V., Efimov I.B. Eksperimentalna študija tankostenskih palic z ukrivljenimi lamelnimi elementi // Organizacija in proizvodnja gradbenih del. - M .: Tsentr.Buro n.-t. Informacije Minpromstroja, 1983.

480 rubljev. | 150 UAH | $7,5 ", MOUSEOFF, FGCOLOR, "#FFFFCC",BGCOLOR, "#393939");" onMouseOut="return nd();"> Diplomsko delo - 480 rubljev, poštnina 10 minut 24 ur na dan, sedem dni v tednu in prazniki

Kholkin Evgenij Gennadijevič. Študija lokalne stabilnosti tankostenskih trapeznih profilov z vzdolžno-prečnim upogibom: disertacija ... kandidat tehničnih znanosti: 01.02.06 / Kholkin Evgeny Gennadievich; [Mesto zaščite: Ohm. država tehn. un-t].- Omsk, 2010.- 118 str.: ilustr. RSL OD, 61 10-5/3206

Uvod

1. Pregled študij stabilnosti strukturnih elementov iz stisnjene plošče 11

1.1. Osnovne definicije in metode za proučevanje stabilnosti mehanskih sistemov 12

1.1.1, Algoritem za preučevanje stabilnosti mehanskih sistemov po statični metodi 16

1.1.2. statični pristop. Metode: Euler, neidealnost, energijska 17

1.2. Matematični model in glavni rezultati analitičnih raziskav Eulerjeve stabilnosti. Faktor stabilnosti 20

1.3. Metode za preučevanje stabilnosti ploščatih elementov in konstrukcij iz njih 27

1.4. Inženirske metode za izračun plošč in kompozitnih ploščnih elementov. Koncept redukcijske metode 31

1.5. Numerične študije Eulerjeve stabilnosti z metodo končnih elementov: priložnosti, prednosti in slabosti 37

1.6. Pregled eksperimentalnih raziskav stabilnosti plošč in kompozitnih ploščnih elementov 40

1.7. Zaključki in naloge teoretičnih študij stabilnosti tankostenskih trapeznih profilov 44

2. Razvoj matematičnih modelov in algoritmov za izračun stabilnosti tankostenskih ploščastih elementov trapeznih profilov: 47

2.1. Vzdolžno-prečno krivljenje tankostenskih ploščatih elementov trapeznih profilov 47

2.1.1. Izjava problema, glavne predpostavke 48

2.1.2. Matematični model v navadnih diferencialnih enačbah. Robni pogoji, metoda nepopolnosti 50

2.1.3. Algoritem za numerično integracijo, določitev kritične

yarn in njena implementacija v MS Excel 52

2.1.4. Računski rezultati in njihova primerjava z znanimi rešitvami 57

2.2. Izračun kritičnih napetosti za posamezen ploščni element

v profilu ^..59

2.2.1. Model, ki upošteva elastično konjugacijo elementov lamelnega profila. Osnovne predpostavke in naloge numeričnih raziskav 61

2.2.2. Numerična študija togosti konjugacij in aproksimacija rezultatov 63

2.2.3. Numerična študija polvalovne dolžine uklona pri prvi kritični obremenitvi in ​​aproksimacija rezultatov 64

2.2.4. Izračun koeficienta k(/3x,/32). Približek rezultatov izračuna (A,/?2) 66

2.3. Ocena ustreznosti izračunov s primerjavo z numeričnimi rešitvami po metodi končnih elementov in znanimi analitičnimi rešitvami 70

2.4. Zaključki in naloge pilotne študije 80

3. Eksperimentalne študije lokalne stabilnosti tankostenskih trapeznih profilov 82

3.1. Opis prototipov in poskusne postavitve 82

3.2. Testiranje vzorcev 85

3.2.1. Metodologija in vsebina izpitov G..85

3.2.2. Rezultati testa stiskanja 92

3.3. Ugotovitve 96

4. Upoštevanje lokalne stabilnosti v izračunih nosilne konstrukcije iz tankostenskih trapeznih profilov z ravnim vzdolžno-prečnim upogibom 97

4.1. Izračun kritičnih napetosti lokalnega uklona ploščatih elementov in mejne debeline tankostenskega trapeznega profila 98

4.2. Dovoljena obremenitev brez upoštevanja lokalnega uklona 99

4.3. Faktor redukcije 101

4.4. Upoštevanje lokalnega upogiba in zmanjšanja 101

Ugotovitve 105

Bibliografski seznam

Uvajanje v delo

Ustreznost dela.

Ustvarjanje lahkih, močnih in zanesljivih struktur je nujna naloga. Ena glavnih zahtev v strojništvu in gradbeništvu je zmanjšanje porabe kovin. To vodi v dejstvo, da je treba konstrukcijske elemente izračunati po natančnejših konstitutivnih razmerjih, pri čemer je treba upoštevati nevarnost splošnega in lokalnega uklona.

Eden od načinov za rešitev problema zmanjšanja teže je uporaba visokotehnoloških tankostenskih trapeznih valjanih profilov (TTP). Profili so izdelani z valjanjem tanke jeklene pločevine debeline 0,4 ... 1,5 mm v stacionarnih pogojih ali neposredno na mestu montaže kot ravni ali obokani elementi. Konstrukcije z uporabo nosilnih obokanih prevlek iz tankostenskih trapeznih profilov odlikujejo lahkotnost, estetski videz, enostavnost vgradnje in številne druge prednosti v primerjavi s tradicionalnimi vrstami prevlek.

Glavna vrsta obremenitve profila je vzdolžno-prečni upogib. ton-

jfflF dMF" ploščni elementi

profili doživljanja
stiskanje v srednji ravnini
kosti lahko izgubijo prostor
nova stabilnost. lokalni
upogibanje

riž. 1. Primer lokalnega uklona

jam,

^J

riž. 2. Shema zmanjšanega odseka profila

(MPU) opazimo na omejenih območjih po dolžini profila (slika 1) pri bistveno nižjih obremenitvah od skupnega uklona in napetosti, sorazmernih z dovoljenimi. Z MPU ločen stisnjen ploščasti element profila popolnoma ali delno preneha zaznavati obremenitev, ki se prerazporedi med druge ploščate elemente profila. Hkrati na odseku, kjer je prišlo do LPA, ni nujno, da napetosti presegajo dovoljene. Ta pojav imenujemo redukcija. zmanjšanje

je zmanjšati, v primerjavi z realnim, površino prečnega prereza profila, ko se zmanjša na idealizirano konstrukcijsko shemo (slika 2). V zvezi s tem je razvoj in implementacija inženirskih metod za upoštevanje lokalnega upogiba ploščastih elementov tankostenskega trapeznega profila nujna naloga.

Z vprašanji stabilnosti plošč so se ukvarjali ugledni znanstveniki: B.M. Broude, F. Bleich, J. Brudka, I.G. Bubnov, V.Z. Vlasov, A.S. Volmir, A.A. Iljušin, Miles, Melan, Ja.G. Panovko, SP. Timoshenko, Southwell, E. Stowell, Winderberg, Khwalla in drugi. Inženirski pristopi k analizi kritičnih napetosti z lokalnim uklonom so bili razviti v delih E.L. Ayrumyan, Burggraf, A.L. Vasilyeva, B.Ya. Volodarski, M.K. Glouman, Caldwell, V.I. Klimanov, V.G. Krokhaleva, D.V. Martsinkevich, E.A. Pavlinova, A.K. Pertseva, F.F. Tamplona, ​​​​S.A. Timašev.

V navedenih inženirskih metodah izračuna za profile s prerezom kompleksne oblike se nevarnost MPU praktično ne upošteva. V fazi idejnega načrtovanja konstrukcij iz tankostenski profili pomembno je imeti preprosto napravo za oceno nosilnosti posamezne velikosti. V zvezi s tem je treba razviti metode inženirskega izračuna, ki omogočajo hitro oceno njihove nosilnosti v procesu načrtovanja konstrukcij iz tankostenskih profilov. Preveritveni izračun nosilnosti tankostenske profilne konstrukcije je mogoče izvesti z izpopolnjenimi metodami z uporabo obstoječih programskih izdelkov in po potrebi prilagoditi. Takšen dvostopenjski sistem za izračun nosilnosti konstrukcij iz tankostenskih profilov je najbolj racionalen. Zato je razvoj in uvedba inženirskih metod za izračun nosilnosti konstrukcij iz tankostenskih profilov ob upoštevanju lokalnega uklona ploščatih elementov nujna naloga.

Namen disertacije: študija lokalnega uklona ploščastih elementov tankostenskih trapeznih profilov pri njihovem vzdolžno-prečnem upogibanju in razvoj inženirske metode za izračun nosilnosti ob upoštevanju lokalne stabilnosti.

Za dosego cilja sledi naslednje raziskovalni cilji.

Razširitev analiznih rešitev stabilnosti stisnjenih pravokotnih plošč na sistem konjugiranih plošč kot del profila.

Numerična študija matematičnega modela lokalne stabilnosti profila in pridobitev ustreznih analitičnih izrazov za minimalno kritično napetost MPC ploščnega elementa.

Eksperimentalna ocena stopnje redukcije v odseku tankostenskega profila z lokalnim uklonom.

Razvoj inženirske tehnike za preverjanje in konstrukcijski izračun tankostenskega profila ob upoštevanju lokalnega uklona.

Znanstvena novost delo je razviti ustrezen matematični model lokalnega uklona za ločeno lamelo

element v sestavi profila in pridobivanje analitičnih odvisnosti za izračun kritičnih napetosti.

Veljavnost in zanesljivost dobljeni rezultati so zagotovljeni s temeljnimi analitičnimi rešitvami problema stabilnosti pravokotnih plošč, pravilno uporabo matematičnega aparata, ki zadostuje za praktične izračune, sovpadanje z rezultati FEM izračunov in eksperimentalnih študij.

Praktični pomen je razviti inženirsko metodologijo za izračun nosilnosti profilov ob upoštevanju lokalnega uklona. Rezultati dela so implementirani v LLC "Montazhproekt" v obliki sistema tabel in grafičnih predstavitev območij dovoljenih obremenitev za celotno paleto izdelanih profilov ob upoštevanju lokalnega uklona in se uporabljajo za predhodno izbiro vrsta in debelina profilnega materiala za določene konstrukcijske rešitve in vrste obremenitev.

Temeljne določbe za obrambo.

Matematični model ploskega upogiba in stiskanja tankostenskega profila kot sistema spreženih ploščatih elementov in na njegovi osnovi metoda za določanje kritičnih napetosti MPU v Eulerjevem smislu.

Analitične odvisnosti za izračun kritičnih napetosti lokalnega uklona za vsak lamelni profilni element pri ravnem vzdolžno-prečnem upogibu.

Inženirska metoda za preverjanje in konstrukcijski izračun tankostenskega trapeznega profila ob upoštevanju lokalnega uklona. Potrditev dela in objave.

O glavnih določbah disertacije so poročali in razpravljali na znanstvenih in tehničnih konferencah različnih ravni: Mednarodni kongres "Stroji, tehnologije in procesi v gradbeništvu", posvečen 45. obletnici fakultete "Prometni in tehnološki stroji" (Omsk, SibADI, december 6-7, 2007); Vseslovenska znanstvena in tehnična konferenca "RUSIA YOUNG: napredne tehnologije - v industriji" (Omsk, Om-GTU, 12. in 13. november 2008).

Struktura in obseg dela. Disertacija obsega 118 strani besedila, sestavljena je iz uvoda, 4 poglavij in enega dodatka, vsebuje 48 slik, 5 tabel. Seznam literature obsega 124 naslovov.

Matematični model in glavni rezultati analitičnih raziskav Eulerjeve stabilnosti. Faktor stabilnosti

Vsak inženirski projekt temelji na rešitvi diferencialnih enačb matematičnega modela gibanja in ravnotežja. mehanski sistem. Načrt konstrukcije, mehanizma, stroja spremljajo nekatere tolerance za izdelavo, v prihodnosti - nepopolnosti. Med delovanjem se lahko pojavijo tudi nepravilnosti v obliki udrtin, rež zaradi obrabe in drugih dejavnikov. Vseh variant zunanjih vplivov ni mogoče predvideti. Zasnova je prisiljena delovati pod vplivom naključnih motečih sil, ki niso upoštevane v diferencialnih enačbah.

Dejavniki, ki niso upoštevani v matematičnem modelu – nepopolnosti, naključne sile ali motnje lahko resno spremenijo dobljene rezultate.

Razlikovati med nemotenim stanjem sistema - izračunanim stanjem pri ničelnih motnjah in motenim - nastalim kot posledica motenj.

V enem primeru zaradi motenj ni bistvene spremembe v ravnotežnem položaju konstrukcije ali pa se njeno gibanje malo razlikuje od izračunanega. To stanje mehanskega sistema imenujemo stabilno. V drugih primerih se ravnotežni položaj ali narava gibanja bistveno razlikuje od izračunanega, takšno stanje imenujemo nestabilno.

Teorija stabilnosti gibanja in ravnotežja mehanskih sistemov se ukvarja z ugotavljanjem znakov, ki omogočajo presojo, ali bo obravnavano gibanje ali ravnotežje stabilno ali nestabilno.

Tipičen znak prehoda sistema iz stabilnega stanja v nestabilno je doseganje določenega parametra vrednosti, imenovane kritična - kritična sila, kritična hitrost itd.

Pojav nepopolnosti ali vpliv neupoštevanih sil neizogibno povzroči gibanje sistema. Zato je treba v splošnem primeru raziskati stabilnost gibanja mehanskega sistema ob motnjah. Ta pristop k preučevanju stabilnosti se imenuje dinamičen, ustrezne raziskovalne metode pa dinamične.

V praksi je pogosto dovolj, da se omejimo na statični pristop, tj. statične metode za preučevanje stabilnosti. V tem primeru se raziskuje končni rezultat motnje - novo vzpostavljen ravnotežni položaj mehanskega sistema in stopnja njegovega odstopanja od izračunanega, nemotenega ravnotežnega položaja.

Statična navedba problema predvideva, da se vztrajnostne sile in časovni parameter ne upoštevajo. Ta formulacija problema pogosto omogoča prevajanje modela iz enačb matematične fizike v navadne diferencialne enačbe. To bistveno poenostavi matematični model in olajša analitično študijo stabilnosti.

Pozitiven rezultat analize ravnotežne stabilnosti po statični metodi ne zagotavlja vedno dinamične stabilnosti. Za konzervativne sisteme pa statični pristop pri določanju kritičnih obremenitev in novih ravnotežnih stanj vodi do popolnoma enakih rezultatov kot dinamični.

V konzervativnem sistemu je delo notranjih in zunanjih sil sistema, ki se izvaja med prehodom iz enega stanja v drugo, določeno samo s temi stanji in ni odvisno od trajektorije gibanja.

Koncept "sistema" združuje deformabilno strukturo in obremenitve, katerih obnašanje je treba določiti. To pomeni dva nujna in zadostna pogoja za konservativnost sistema: 1) elastičnost deformabilne konstrukcije, tj. reverzibilnost deformacij; 2) konzervativnost obremenitve, tj. neodvisnost opravljenega dela od poti. V nekaterih primerih daje statična metoda zadovoljive rezultate tudi pri nekonservativnih sistemih.

Za ponazoritev zgornjega si oglejmo nekaj primerov iz teoretične mehanike in trdnosti materialov.

1. Kroglica z težo Q je v vdolbini na nosilni površini (slika 1.3). Pod delovanjem moteče sile 5P Q sina se ravnotežni položaj kroglice ne spremeni, tj. je stabilen.

S kratkotrajnim delovanjem sile 5P Q sina, brez upoštevanja kotalnega trenja, je možen prehod v nov ravnotežni položaj ali nihanje okoli začetnega ravnotežnega položaja. Ob upoštevanju trenja bo nihajno gibanje dušeno, to je stabilno. Statični pristop omogoča določitev samo kritične vrednosti moteče sile, ki je enaka: Рcr = Q sina. Naravo gibanja, ko je kritična vrednost motečega delovanja presežena in kritično trajanje delovanja, je mogoče analizirati le z dinamičnimi metodami.

2. Palica je dolga / stisnjena s silo P (slika 1.4). Iz trdnosti materialov na osnovi statične metode je znano, da pri obremenitvi v mejah elastičnosti obstaja kritična vrednost tlačne sile.

Rešitev istega problema s sledilno silo, katere smer sovpada s smerjo tangente v točki uporabe, s statično metodo vodi do zaključka o absolutni stabilnosti premočrtne oblike ravnotežja.

Matematični model v navadnih diferencialnih enačbah. Robni pogoji, metoda nepopolnosti

Inženirsko analizo delimo na dve kategoriji: klasične in numerične metode. S klasičnimi metodami poskušajo neposredno reševati probleme porazdelitve napetostnih in deformacijskih polj, pri čemer tvorijo sisteme diferencialnih enačb, ki temeljijo na temeljnih principih. Natančna rešitev, če je mogoče dobiti enačbe v zaprti obliki, je možna le za najenostavnejše primere geometrije, obremenitev in robnih pogojev. S približnimi rešitvami sistemov diferencialnih enačb je mogoče rešiti precej širok spekter klasičnih problemov. Te rešitve so v obliki serije, v kateri so nižji členi zavrženi po preučitvi konvergence. Tako kot natančne rešitve tudi približne zahtevajo pravilno geometrijsko obliko, preproste robne pogoje in priročno uporabo obremenitev. Zato teh rešitev ni mogoče uporabiti za večino praktičnih problemov. Glavna prednost klasičnih metod je v tem, da omogočajo poglobljeno razumevanje preučevanega problema. S pomočjo numeričnih metod je mogoče raziskati širši spekter problemov. Numerične metode vključujejo: 1) energijsko metodo; 2) metoda robnih elementov; 3) metoda končnih razlik; 4) metoda končnih elementov.

Energetske metode omogočajo iskanje minimalnega izraza za skupno potencialno energijo konstrukcije na celotnem danem območju. Ta pristop dobro deluje le pri določenih nalogah.

Metoda robnih elementov aproksimira funkcije, ki zadovoljujejo sistem diferencialnih enačb, ki se rešuje, ne pa tudi robnih pogojev. Razsežnost problema se zmanjša, ker elementi predstavljajo le meje modeliranega območja. Vendar pa uporaba te metode zahteva poznavanje temeljne rešitve sistema enačb, ki jo je lahko težko dobiti.

Metoda končnih razlik pretvori sistem diferencialnih enačb in robnih pogojev v ustrezen sistem algebrskih enačb. Ta metoda omogoča reševanje problemov analize konstrukcij s kompleksno geometrijo, robnimi pogoji in kombiniranimi obremenitvami. Vendar pa se metoda končnih razlik pogosto izkaže za prepočasno zaradi dejstva, da zahteva po pravilni mreži na celotnem študijskem območju vodi do sistemov enačb zelo visokih redov.

Metodo končnih elementov je mogoče razširiti na skoraj neomejen razred problemov zaradi dejstva, da omogoča uporabo elementov preprostih in različne oblike da bi dobili delitve. Velikosti končnih elementov, ki jih je mogoče kombinirati, da dobimo približek kakršnim koli nepravilnim mejam v particiji, se včasih razlikujejo za več desetkrat. Na elemente modela je dovoljeno uporabiti poljubno vrsto obremenitve, pa tudi nanje naložiti katero koli vrsto pritrditve. Glavna težava je povečanje stroškov za doseganje rezultatov. Splošnost rešitve je treba plačati z izgubo intuicije, saj je rešitev s končnimi elementi pravzaprav niz števil, ki so uporabna le za določen problem, zastavljen z modelom končnih elementov. Spreminjanje katerega koli pomembnega vidika modela običajno zahteva popolno ponovno rešitev problema. Vendar to ni velik strošek, saj je metoda končnih elementov pogosto edina možen način njene odločitve. Metoda je uporabna za vse razrede problemov porazdelitve polja, ki vključujejo strukturno analizo, prenos toplote, pretok tekočine in elektromagnetizem. Pomanjkljivosti numeričnih metod so: 1) visoki stroški programov za analizo končnih elementov; 2) dolgotrajno usposabljanje za delo s programom in možnost polnopravnega dela samo za visoko usposobljeno osebje; 3) pogosto ni mogoče preveriti pravilnosti rezultata rešitve, pridobljene z metodo končnih elementov, s fizičnim eksperimentom, tudi pri nelinearnih problemih. t Pregled eksperimentalnih raziskav stabilnosti plošč in kompozitnih ploščnih elementov

Profili, ki se trenutno uporabljajo za gradbene konstrukcije, so izdelani iz pločevine debeline od 0,5 do 5 mm in se zato štejejo za tankostenske. Njihovi obrazi so lahko ravni ali ukrivljeni.

Glavna značilnost tankostenskih profilov je, da se na ploskvah z visokim razmerjem med širino in debelino pod obremenitvijo pojavijo velike uklonske deformacije. Še posebej intenzivna rast upogibov je opazna, ko se velikost napetosti, ki delujejo na obrazu, približa kritični vrednosti. Pride do izgube lokalne stabilnosti, upogibi postanejo primerljivi z debelino obraza. Zaradi tega je presek profila močno popačen.

V literaturi o stabilnosti plošč posebno mesto zavzema delo ruskega znanstvenika SP. Timošenkova. Zaslužen je za razvoj energetske metode za reševanje problemov elastične stabilnosti. S to metodo je SP. Timošenko je podal teoretično rešitev problemov stabilnosti plošč, obremenjenih v srednji ravnini pri različnih robnih pogojih. Teoretične rešitve smo preverili s serijo testov na prosto podprtih ploščah pod enakomernim stiskanjem. Testi so teorijo potrdili.

Ocena ustreznosti izračunov s primerjavo z numeričnimi rešitvami po metodi končnih elementov in znanimi analitičnimi rešitvami

Za preverjanje zanesljivosti dobljenih rezultatov so bile izvedene numerične študije z metodo končnih elementov (MKE). V zadnjem času se vse pogosteje uporabljajo numerične študije MKE zaradi objektivnih razlogov, kot so pomanjkanje testnih težav, nezmožnost upoštevanja vseh pogojev pri testiranju na vzorcih. Numerične metode omogočajo izvajanje raziskav v "idealnih" pogojih, imajo minimalno napako, kar je v realnih testih praktično neizvedljivo. Numerične raziskave so bile izvedene s programom ANSYS.

Numerične raziskave so bile izvedene na vzorcih: pravokotna plošča; Profilni element v obliki črke U in trapeza z vzdolžnim grebenom in brez grebena; profilni list (slika 2.11). Upoštevali smo vzorce debeline 0,7; 0,8; 0,9 in 1 mm.

Na vzorce (sl. 2.11) je bila uporabljena enakomerna tlačna obremenitev sgsh vzdolž koncev, čemur je sledilo povečanje za korak Det. Obremenitev, ki ustreza lokalnemu uklonu ploščate oblike, je ustrezala vrednosti kritične tlačne napetosti ccr. Nato smo po formuli (2.24) izračunali koeficient stabilnosti & (/? i, /? g) in ga primerjali z vrednostjo iz tabele 2.

Razmislite o pravokotni plošči z dolžino a = 100 mm in širino 6 = 50 mm, stisnjeno na koncih z enakomerno tlačno obremenitvijo. V prvem primeru ima plošča zgibno pritrditev vzdolž konture, v drugem - togo tesnilo vzdolž stranskih ploskev in zgibno pritrditev vzdolž koncev (slika 2.12).

V programu ANSYS smo čelne ploskve enakomerno tlačno obtežili in določili kritično obremenitev, napetost in koeficient stabilnosti &(/?],/?2) plošče. Pri zgibu vzdolž konture je plošča v drugi obliki izgubila stabilnost (opaženi sta bili dve izboklini) (sl. 2.13). Nato smo primerjali numerično in analitično ugotovljene uporne koeficiente k,/32) plošč. Rezultati izračuna so predstavljeni v tabeli 3.

Iz tabele 3 je razvidno, da je razlika med rezultati analitične in numerične rešitve manjša od 1 %. Zato je bilo ugotovljeno, da je predlagani algoritem študije stabilnosti mogoče uporabiti pri izračunu kritičnih obremenitev za kompleksnejše konstrukcije.

Za razširitev predlagane metode za izračun lokalne stabilnosti tankostenskih profilov na splošen primer obremenitve so bile v programu ANSYS izvedene numerične študije, da bi ugotovili, kako narava tlačne obremenitve vpliva na koeficient k(y). Rezultati raziskave so predstavljeni v grafu (slika 2.14).

Naslednji korak pri preverjanju predlagane metodologije izračuna je bila študija ločenega elementa profila (slika 2.11, b, c). Ima zgibno pritrditev vzdolž konture in je na koncih stisnjena z enakomerno tlačno obremenitvijo USZH (slika 2.15). Stabilnost vzorca smo proučevali v programu ANSYS in po predlagani metodi. Po tem so dobljene rezultate primerjali.

Pri izdelavi modela v programu ANSYS smo za enakomerno porazdelitev tlačne obremenitve vzdolž konca med dve debeli plošči postavili tankostenski profil in ju pritisnili na tlačno obremenitev.

Rezultat študije v programu ANSYS profilnega elementa v obliki črke U je prikazan na sliki 2.16, iz katere je razvidno, da pride najprej do izgube lokalne stabilnosti na najširši plošči.

Dovoljena površina obremenitve brez upoštevanja lokalnega uklona

Za nosilne konstrukcije iz visokotehnoloških tankostenskih trapeznih profilov se izračun izvede po metodah dovoljenih napetosti. Predlagana je inženirska metoda za upoštevanje lokalnega uklona pri izračunu nosilnosti konstrukcij iz tankostenskih trapeznih profilov. Tehnika je implementirana v MS Excel, je na voljo za široko uporabo in lahko služi kot osnova za ustrezne dodatke k regulativnim dokumentom glede izračuna tankostenskih profilov. Zgrajena je na podlagi raziskav in pridobljenih analitičnih odvisnosti za izračun kritičnih napetosti lokalnega uklona ploščastih elementov tankostenskega trapeznega profila. Naloga je razdeljena na tri sklope: 1) določitev minimalne debeline profila (omejitev t \ pri kateri pri tovrstnem izračunu ni treba upoštevati lokalnega uklona; 2) določitev površine dopustnega obremenitve tankostenskega trapeznega profila, znotraj katerega je zagotovljena nosilnost brez lokalnega uklona; 3) določitev območja dovoljenih vrednosti NuM, znotraj katerih je zagotovljena nosilnost v primeru lokalnega upogibanja enega ali več ploščatih elementov tankostenskega trapeznega profila (ob upoštevanju zmanjšanja profila).

Hkrati velja, da je bila odvisnost upogibnega momenta od vzdolžne sile M = f (N) za izračunano konstrukcijo pridobljena z metodami upornosti materialov ali konstrukcijske mehanike (slika 2.1). Znane so dopustne napetosti [t] in meja tečenja materiala cgt ter zaostale napetosti cst v ploščatih elementih. Pri izračunih po lokalni izgubi stabilnosti je bila uporabljena metoda "redukcije". V primeru upogibanja je izključeno 96 % širine ustreznega elementa plošče.

Izračun kritičnih napetosti lokalnega uklona ploščatih elementov in mejne debeline tankostenskega trapeznega profila Tankostenski trapezni profil je razdeljen na niz ploščatih elementov, kot je prikazano na sliki 4.1. Hkrati kot medsebojne razporeditve sosednjih elementov ne vpliva na vrednost kritične napetosti lokalnega

Profil H60-845 UKRIVLJEN uklon. Dovoljena je zamenjava ukrivljenih valov s pravokotnimi elementi. Kritične tlačne napetosti lokalnega uklona v Eulerjevem smislu za posamezen /-ti ploščni element tankostenskega trapeznega profila s širino bt pri debelini t, modulom elastičnosti materiala E in Poissonovim razmerjem ju v elastični stopnji obremenitve se določijo s formulo

Koeficienti k(px, P2) in k(v) upoštevajo vpliv togosti sosednjih ploščatih elementov oziroma naravo porazdelitve tlačnih napetosti po širini ploščastega elementa. Vrednost koeficientov: k(px, P2) se določi po tabeli 2 ali izračuna po formuli

Normalne napetosti v ploščatem elementu so določene v središčnih oseh z znano formulo za odpornost materialov. Območje dovoljenih obremenitev brez upoštevanja lokalnega uklona (sl. 4.2) je določeno z izrazom in je štirikotnik, kjer je J vztrajnostni moment odseka obdobja profila med upogibanjem, F je presečna površina ​​obdobja profila sta ymax in Umíp koordinate skrajnih točk odseka profila (slika 4.1).

Tukaj sta površina preseka profila F in vztrajnostni moment preseka J izračunana za periodični element dolžine L, vzdolžna sila iV in upogibni moment Mb profila pa se nanašata na L.

Nosilnost je zagotovljena, ko krivulja dejanskih obremenitev M=f(N) pade v območje dovoljenih obremenitev minus območje lokalnega uklona (slika 4.3). Slika 4.2. Dovoljena površina obremenitve brez upoštevanja lokalnega uklona

Izguba lokalne stabilnosti ene od polic vodi v njeno delno izključitev iz zaznavanja delovnih obremenitev - zmanjšanje. Stopnjo zmanjšanja upošteva redukcijski faktor

Nosilnost je zagotovljena, ko dejanska krivulja obremenitve pade v območje dovoljenih obremenitev minus območje obremenitve lokalnega uklona. Pri manjših debelinah linija lokalnega uklona zmanjša območje dovoljenih obremenitev. Lokalni uklon ni mogoč, če je krivulja dejanske obremenitve postavljena na zmanjšano območje. Ko krivulja dejanskih obremenitev preseže črto najmanjše vrednosti kritične napetosti lokalnega upogiba, je treba ponovno zgraditi območje dovoljenih obremenitev ob upoštevanju zmanjšanja profila, ki je določeno z izrazom

Valjanje cevi z namenom zmanjšanja njihovega premera (reduciranje) se pogosto uporabljajo v skoraj vseh trgovinah za proizvodnjo vroče valjanih cevi, pa tudi pri izdelavi cevi z varjenjem. To je posledica dejstva, da je proizvodnja cevi majhnih velikosti običajno povezana z znatnimi izgubami v produktivnosti enot za valjanje cevi ali varjenje cevi in ​​posledično s povečanjem stroškov proizvodnje. Poleg tega se v nekaterih primerih, na primer, valjanje cevi z dia. manj kot 60-70 mm ali cevi z zelo veliko debelino stene in majhno notranjo luknjo je težko, saj zahteva uporabo trnov premajhnega premera.

Zmanjšanje se izvede po dodatnem segrevanju (ali segrevanju) cevi na 850-1100 ° C z valjanjem na večstojnih neprekinjenih mlinih (z do 24 stojali) brez uporabe notranjega orodja (trna). Odvisno od sprejetega sistema dela lahko ta proces poteka s povečanjem debeline stene ali z njenim zmanjšanjem. V prvem primeru se valjanje izvaja brez napetosti (ali z zelo majhno napetostjo); in v drugem - z veliko napetostjo. Drugi primer, kot bolj progresiven, se je razširil v zadnjem desetletju, saj omogoča bistveno večje zmanjšanje, zmanjšanje debeline stene pa hkrati širi nabor valjanih cevi z bolj ekonomičnimi - tankostenskimi. cevi.

Možnost redčenja stene med redukcijo omogoča pridobivanje cevi z nekoliko večjo debelino stene (včasih za 20-30%) na glavni napravi za valjanje cevi. To bistveno izboljša delovanje enote.

Obenem je v mnogih primerih starejše načelo delovanja, prosto zmanjševanje brez napetosti, ohranilo svoj pomen. To velja predvsem za primere zmanjševanja razmeroma debelostenskih cevi, ko je že pri velikih napetostih težko opazno zmanjšati debelino stene. Treba je opozoriti, da so redukcijske mline nameščene v številnih valjarnicah cevi, ki so zasnovane za prosto valjanje. Ti mlini bodo delovali dolgo časa in posledično bo breznapetostna redukcija v široki uporabi.

Razmislimo, kako se spreminja debelina stene cevi med prostim zmanjševanjem, ko ni aksialnih nateznih sil ali povratne vode, za shemo napetostnega stanja pa so značilne tlačne napetosti. B. JI. Kolmogorov in A. Z. Gleiberg sta na podlagi dejstva, da dejanska sprememba stene ustreza minimalnemu delu deformacije, in z uporabo principa možnih pomikov podala teoretično definicijo spremembe debeline stene pri redukciji. V tem primeru je bila sprejeta predpostavka, da neenakomernost* deformacije ne vpliva bistveno na spremembo debeline stene, zunanjih tornih sil pa nismo upoštevali, saj so veliko manjše od notranjih uporov. Na sliki 89 so prikazane krivulje spremembe debeline stene od začetne SQ do specificirane S za nizkoojačitvena jekla v odvisnosti od stopnje redukcije od začetnega premera DT0 DO končne DT (razmerje DT/DTO) in geometrijskega faktorja - tankosti cevi (S0/ razmerje DT0).

Pri majhnih stopnjah redukcije je upor proti vzdolžnemu odtoku večji od upora proti odtoku navznoter, kar povzroči odebelitev sten. Z večanjem deformacije se intenzivnost zgoščevanja stene povečuje. Vendar pa se hkrati poveča tudi upor proti toku v cev. Pri določeni stopnji redukcije doseže zgostitev stene svoj maksimum, kasnejše povečanje stopnje zmanjševanja pa vodi do intenzivnejšega povečanja upora proti odtoku navznoter, posledično se zgostitev začne zmanjševati.

Medtem je navadno znana samo debelina stene končne reducirane cevi, pri uporabi teh krivulj pa je treba nastaviti zahtevano vrednost, to je uporabiti metodo zaporednega približevanja.

Narava spremembe debeline stene se dramatično spremeni, če se postopek izvaja z napetostjo. Kot že omenjeno, prisotnost in velikost aksialnih napetosti označujejo hitrostni pogoji deformacije na neprekinjenem mlinu, katerega indikator je koeficient kinematične napetosti.

Pri zmanjševanju z napetostjo se pogoji deformacije koncev cevi razlikujejo od pogojev deformacije sredine cevi, ko se je proces valjanja že stabiliziral. V procesu polnjenja mlina ali ko cev izstopi iz mlina, konci cevi zaznajo le del napetosti, kotaljenje, na primer v prvem stojalu, dokler cev ne vstopi v drugo stojalo, praviloma poteka brez napetosti. . Zaradi tega se konci cevi vedno odebelijo, kar je slabost postopka zmanjševanja napetosti.

Količina obreza je lahko nekoliko manjša od dolžine odebeljenega konca zaradi uporabe tolerance plus za debelino stene. Prisotnost odebeljenih koncev močno vpliva na ekonomičnost procesa redukcije, saj so ti konci odrezani in so nepovratni stroški proizvodnje. V zvezi s tem se postopek valjanja z napetostjo uporablja le v primeru proizvodnje po zmanjšanju cevi z dolžino več kot 40-50 m, ko se relativne izgube pri obrezovanju zmanjšajo na raven, značilno za katero koli drugo metodo valjanja.

Zgornje metode za izračun spremembe debeline stebla omogočajo dokončno določitev koeficienta raztezka tako za primer prostega zmanjševanja kot za primer kotaljenja pod napetostjo.

Pri stiskanju 8-10% in s koeficientom plastične napetosti 0,7-0,75 je vrednost zdrsa označena s koeficientom ix = 0,83-0,88.

Iz upoštevanja formul (166 in 167) je enostavno videti, kako natančno je treba upoštevati parametre hitrosti v vsakem sestavu, da bi valjanje potekalo v skladu s projektnim režimom.

Skupinski pogon valjev v redukcijskih mlinih stare izvedbe ima konstantno razmerje števila vrtljajev valjev v vseh stojalih, ki lahko le v posameznem primeru za cevi enake velikosti ustreza načinu prostega valjanja. Zmanjšanje cevi vseh drugih velikosti bo prišlo pri različnih pokrovih, zato se način prostega kotaljenja ne bo ohranil. V praksi v takih mlinih proces vedno poteka z malo napetosti. Posamezen valjčni pogon vsakega stojala s fino nastavitvijo njihove hitrosti omogoča ustvarjanje različnih načinov napetosti, vključno s prostim načinom kotaljenja.

Ker sprednje in zadnje napetosti ustvarjajo momente, usmerjene v različne smeri, torej skupni trenutek vrtenje valjev v vsakem stojalu se lahko poveča ali zmanjša glede na razmerje sprednjih in zadnjih nateznih sil.

V zvezi s tem pogoji, v katerih se nahajajo začetni in zadnji 2-3 sestoji, niso enaki. Če se kotalni moment v prvih stojalih zmanjša zaradi napetosti, ko cev prehaja skozi naslednje stojala, bi moral biti kotalni moment v zadnjih stojalih, nasprotno, večji, saj ti stojali doživljajo predvsem povratno napetost. In samo na srednjih stojnicah se zaradi bližnjih vrednosti sprednje in zadnje napetosti kotalni moment v ustaljenem stanju malo razlikuje od izračunanega. Pri izračunu trdnosti pogonskih enot mlina, ki deluje pod napetostjo, je treba upoštevati, da se kotalni moment na kratko, a zelo močno poveča v času zajemanja cevi z valji, kar je razloženo z veliko razliko v hitrosti cevi in ​​valjev. Nastala konična obremenitev, ki včasih za nekajkrat presega enakomerno obremenitev (zlasti pri zmanjševanju z visoko napetostjo), lahko povzroči poškodbe pogonskega mehanizma. Zato se pri izračunih ta največja obremenitev upošteva z uvedbo ustreznega koeficienta, ki je enak 2-3.

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 jekel, ki se uporabljajo za proizvodnjo cevi, je 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 tehničnih pogojev dobave (DIN 1629);

Skrajšano ime razreda jekla.

Primer simbola za cev 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.

Vsaka cev iz serije mora biti podvržena pregledu videza, velikosti napak ter geometrijskih dimenzij in parametrov.

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 uporabo univerzalnih merilni instrumenti ali posebne naprave, ki zagotavljajo potrebno natančnost meritev, 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 teži je treba opraviti na posebna sredstva za tehtanje 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 šok metoda ali valjanje:

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.

Z mehansko metodo označevanja 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 mere 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 zemeljskega plina za peč;

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

Zvočni alarm v sili se sproži 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 glavnega in pomožna oprema prebijalni del

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 prestavnega stojala	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 kontinuirnih gonil mlina in moči 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 namenjena transportu vlečne cevi skozi napravo za indukcijsko ogrevanje, valjanju na redukciji, ohlajanju in nadaljnjem transportu v odsek hladnega rezanja.

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. Urejanje poteka na ravnalni strojiРВВ320х8, namenjen za ravnanje cevi in ​​palic iz ogljikovih in nizkolegiranih jekel v hladnem stanju z začetno ukrivljenostjo do 10 mm na 1 tekoči 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. Vzdolžno upogibanje palice zaradi aksialnih sil, ki nastanejo med valjanjem, 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

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. 2.15.

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 izvedeni projekti za gradnjo delavnic (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. Zanimive so posamezne konstruktivne rešitve; 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.

Če ocenimo trenutno splošno stanje avtomatizacije 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 debeline stene cevi pomemben vpliv na tehnično in ekonomsko učinkovitost neprekinjenih enot, povezane z fizične lastnosti valjarskih procesov v kontinuirnih in redukcijskih mlinih in jih je mogoče odpraviti ali bistveno zmanjšati le s posebnimi avtomatskimi sistemi, ki med valjanjem cevi spreminjajo nastavitev mlina. Naravna narava teh komponent razlike v debelini stene omogoča uporabo načela programskega krmiljenja v osnovi takih sistemov.

Obstajajo tudi druge tehnične rešitve problema zmanjševanja končnih odpadkov pri redukciji z uporabo avtomatskih krmilnih sistemov za proces valjanja cevi v redukciji z individualnim pogonom stojala (Nemčija patenta št. 1602181 in Velika Britanija 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 so na voljo tudi različne sheme moči 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). Najbolj popolna značilnost je koeficient plastične napetosti, ki je razmerje med vzdolžno natezno napetostjo cevi in ​​deformacijsko odpornostjo 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

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
			Premer	debelina stene			Premer	debelina stene			Premer	debelina stene
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 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:

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

b) določitev dimenzij kalibrov 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:

,

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.

.

,

.

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.

AT srednja skupina sestoji izvajajo enakomerno in neenakomerno porazdelitev delnih deformacij. Z enakomerno porazdelitvijo stiskanja v vseh sestojih te skupine se predpostavlja, da so konstantni. Neenakomerna porazdelitev 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 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.

Sila kovine na zvitek 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 - površina prečnega prereza sprednjega in zadnjega konca 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 parametrov moči valjanja 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 in ko večji premer in debeline stene cevi, potrebne za doseganje zahtev standarda, ne pride do stanjšanja stene.

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. Tekoče popravilo 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
	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
	493902383,46	889024290,22	1205121815,64	1457999835,97	1457999835,97

Tabela 4.4 - Denarni tok za projekt

denarni tokovi	Leta
	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
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
				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 diplomski nalogi je bila razvita tehnologija izdelave cevi za splošno uporabo po standardu DIN 1629. V prispevku je obravnavana možnost zmanjšanja dolžine odebeljenih koncev, ki nastanejo pri valjanju na redukcijskem mlinu, s spreminjanjem nastavitev hitrosti mlina med valjanje končnih delov 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 načrtovanja tehnološke opreme avtomobilskih transportnih podjetij" vadnica– Kurgan 1992 – 88 str.

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

UVOD

1 STANJE VPRAŠANJA O TEORIJI IN TEHNOLOGIJI PROFILIRANJA VEČPLASTNIH CEVI Z RISANJEM BREZ RISBE (LITERARNI PREGLED).

1.1 Sortiment profiliranih cevi z ravnimi robovi in ​​njihova uporaba v tehniki.

1.2 Glavne metode za proizvodnjo profilnih cevi z ravnimi robovi.

1.4 Risanje oblikovanega orodja.

1.5 Risanje večplastnih spiralno zvitih cevi.

1.6 Sklepi. Namen in cilji raziskave.

2 RAZVOJ MATEMATIČNEGA MODELA PROFILIRANJA CEVI Z RISANJEM.

2.1 Temeljne določbe in predpostavke.

2.2 Opis geometrije območja deformacije.

2.3 Opis parametrov moči procesa profiliranja.

2.4 Ocena polnilnosti vogalov risalne matrice in zategnjenosti ploskev profila.

2.5 Opis algoritma za izračun parametrov profiliranja.

2.6 Računalniška analiza silnih pogojev za profiliranje kvadratnih cevi brez vlečenja trna.

2.7 Sklepi.

3 IZRAČUN ORODJA ZA TRDNOST ZA RISANJE PROFILNIH CEVI.

3.1 Postavitev problema.

3.2 Določitev napetostnega stanja matrice.

3.3 Konstrukcija preslikavnih funkcij.

3.3.1 Kvadratna luknja.

3.3.2 Pravokotna luknja.

3.3.3 Plosko-ovalna luknja.

3.4 Primer izračuna napetostnega stanja risalne matrice s kvadratno luknjo.

3.5 Primer izračuna napetostnega stanja risalne matrice z okroglo luknjo.

3.6 Analiza dobljenih rezultatov.

3.7 Sklepi.

4 EKSPERIMENTALNE ŠTUDIJE PROFILIRANJA KVADRATNIH IN PRAVOKOTNIH CEVI Z RISANJEM.

4.1 Metodologija eksperimenta.

4.2 Profiliranje kvadratne cevi z vlečenjem enega prehoda v eno matrico.

4.3 Profiliranje kvadratne cevi z vlečenjem v enem prehodu s protinapetostjo.

4.4 Trifaktorski linearni matematični model profiliranje kvadratnih cevi.

4.5 Določanje polnilnosti vogalov risalne matrice in zategnjenosti ploskev.

4.6 Izboljšanje kalibracije matrice za pravokotne cevi.

4.7 Sklepi.

5 RISBA PROFILNIH VIJAČNO ZVITANIH CEVI.

5.1 Izbira tehnoloških parametrov vlečenja s torzijo.

5.2 Določitev navora.

5.3 Določitev vlečne sile.

5.4 Eksperimentalne študije.

5.5 Sklepi.

Priporočeni seznam disertacij

• Risanje tankostenskih cevi z vrtljivim orodjem 2009, kandidatka tehničnih znanosti Pastushenko, Tatyana Sergeevna

• Izpopolnjevanje tehnologije vlečenja tankostenskih cevi brez trna v blok vlečnih orodij z zagotovljeno debelino stene. 2005, kandidat tehničnih znanosti Kargin, Boris Vladimirovič

• Izboljšanje postopkov in strojev za izdelavo hladno profiliranih cevi na osnovi simulacije deformacijske cone 2009, doktor tehničnih znanosti Paršin, Sergej Vladimirovič

• Modeliranje procesa profiliranja večplastnih cevi z namenom izboljšave in izbire parametrov mlina 2005, kandidatka tehničnih znanosti Semenova, Natalija Vladimirovna

• Vlečenje cevi iz anizotropnega utrjevalnega materiala 1998, dr. Černjajev, Aleksej Vladimirovič

Uvod v diplomsko delo (del povzetka) na temo "Izboljšanje procesa profiliranja poliedrskih cevi z vlečenjem brez trna"

Relevantnost teme. Aktiven razvoj proizvodnega sektorja gospodarstva, stroge zahteve glede gospodarnosti in zanesljivosti izdelkov ter učinkovitosti proizvodnje zahtevajo uporabo vrst opreme in tehnologije, ki varčujejo z viri. Za številne sektorje gradbene industrije, strojništva, izdelave instrumentov, radiotehnične industrije je ena od rešitev uporaba ekonomičnih vrst cevi (cevi za izmenjavo toplote in radiatorjev, valovodov itd.), Ki vam omogočajo: povečanje moč inštalacij, trdnost in vzdržljivost konstrukcij, zmanjšati porabo kovin, prihraniti materiale, izboljšati videz. Široka paleta in velik obseg porabe profilnih cevi sta povzročila potrebo po razvoju njihove proizvodnje v Rusiji. Trenutno se večina oblikovanih cevi izdeluje v trgovinah za vlečenje cevi, saj so operacije hladnega valjanja in vlečenja v domači industriji dovolj razvite. Pri tem je še posebej pomembno izboljšanje obstoječe proizvodnje: razvoj in izdelava orodij, uvajanje novih tehnologij in metod.

Najpogostejše vrste oblikovanih cevi so večplastne (kvadratne, pravokotne, šesterokotne itd.) Visoko precizne cevi, pridobljene z vlečenjem brez trna v enem prehodu.

Ustreznost teme disertacije je določena s potrebo po izboljšanju kakovosti večplastnih cevi z izboljšanjem procesa njihovega profiliranja brez trna.

Namen dela je izboljšati proces profiliranja večplastnih cevi z vlečenjem brez trna z razvojem metod za izračun tehnoloških parametrov in geometrije orodja.

Za dosego tega cilja je potrebno rešiti naslednje naloge:

1. Ustvarite matematični model za profiliranje poliedrskih cevi z risanjem brez trna za oceno pogojev sile ob upoštevanju zakona nelinearnega utrjevanja, anizotropije lastnosti in kompleksne geometrije kanala matrice.

2. Določite pogoji napajanja odvisno od fizikalnih, tehnoloških in konstrukcijskih parametrov profiliranja med vlečenjem brez trna.

3. Razviti metodo za oceno polnilnosti vogalov matrice in zategovanja čel pri vlečenju večplastnih cevi.

4. Razviti metodo za izračun trdnosti oblikovanih matric za določitev geometrijskih parametrov orodja.

5. Razviti metodologijo za izračun tehnoloških parametrov s hkratnim profiliranjem in torzijo.

6. Izvedite eksperimentalne študije tehnoloških parametrov procesa, ki zagotavljajo visoko natančnost dimenzij poliedrskih cevi in ​​preverite ustreznost izračuna tehnoloških parametrov profiliranja z matematičnim modelom.

Raziskovalne metode. Teoretični študij je temeljil na glavnih določbah in predpostavkah teorije risanja, teorije elastičnosti, metode konformnih preslikav in računske matematike.

Eksperimentalne študije so bile izvedene v laboratorijskih pogojih z uporabo metod matematičnega načrtovanja eksperimenta na univerzalnem testnem stroju TsDMU-30.

Avtor zagovarja rezultate izračuna tehnoloških in konstrukcijskih parametrov profiliranja večplastnih cevi z vlečenjem brez trna: metoda za izračun trdnosti oblikovane matrice ob upoštevanju normalnih obremenitev v kanalu; metoda za izračun tehnoloških parametrov procesa profiliranja poliedrskih cevi z vlečenjem brez trna; metodologija za izračun tehnoloških parametrov s sočasnim profiliranjem in torzijo pri vlečenju brez trna vijačnih tankostenskih poliedrskih cevi; rezultati eksperimentalnih študij.

Znanstvena novost. Ugotovljene so zakonitosti za spreminjanje pogojev sile pri profiliranju večplastnih cevi z vlečenjem brez trna, ob upoštevanju nelinearnega zakona utrjevanja, anizotropije lastnosti in kompleksne geometrije kanala matrice. Rešen je problem določanja napetostnega stanja oblikovane matrice, ki je pod delovanjem normalnih obremenitev v kanalu. Podan je celoten zapis enačb napetostno-deformacijskega stanja s sočasnim profiliranjem in torzijo poliedrske cevi.

Zanesljivost rezultatov raziskav potrjuje stroga matematična formulacija problemov, uporaba analitične metode reševanje problema, sodobne metode izvajanje eksperimentov in obdelava eksperimentalnih podatkov, ponovljivost eksperimentalnih rezultatov, zadovoljiva konvergenca izračunanih, eksperimentalnih podatkov in praktičnih rezultatov, skladnost rezultatov simulacij s tehnologijo izdelave in lastnostmi gotovih poliedrskih cevi.

Praktična vrednost dela je naslednja:

1. Predlagani so načini za pridobivanje kvadratnih cevi 10x10x1mm iz zlitine D1 visoke natančnosti, ki povečajo izkoristek za 5%.

2. Določene so dimenzije oblikovanih matric, ki zagotavljajo njihovo delovanje.

3. Kombinacija operacij profiliranja in torzije skrajša tehnološki cikel izdelave vijačnih poliedrskih cevi.

4. Izboljšana kalibracija kanala za profiliranje pravokotnih cevi 32x18x2 mm.

Potrditev dela. O glavnih določbah disertacije so poročali in razpravljali na mednarodni znanstveni in tehnični konferenci, posvečeni 40. obletnici Samarskega metalurškega obrata "Nove smeri razvoja proizvodnje in porabe aluminija in njegovih zlitin" (Samara: SSAU, 2000). ); 11. meduniverzitetna konferenca "Matematično modeliranje in mejni problemi", (Samara: SSTU, 2001); druga mednarodna znanstvena in tehnična konferenca "Kovinska fizika, mehanika materialov in procesi deformacije" (Samara: SSAU, 2004); XIV Tupolev branja: mednarodna mladinska znanstvena konferenca (Kazan: KSTU, 2006); IX Royal Readings: Mednarodna mladinska znanstvena konferenca (Samara: SSAU, 2007).

Publikacije Gradivo, ki odraža glavno vsebino disertacije, je bilo objavljeno v 11 dokumentih, vključno s 4 vodilnimi recenziranimi znanstvenimi publikacijami, ki jih je določila Višja atestacijska komisija.

Struktura in obseg dela. Disertacija je sestavljena iz osnovnih simbolov, uvoda, petih poglavij, literature in priloge. Delo je predstavljeno na 155 straneh tipkanega besedila, vključno s 74 slikami, 14 tabelami, bibliografijo s 114 naslovi in ​​prilogo.

Avtor se zahvaljuje sodelavcem Katedre za preoblikovanje kovin za pomoč ter mentorju Katedre, prof. dr. tehniških ved. V.R. Karginu za dragocene komentarje in praktično pomoč pri delu.

Podobne teze v specialnosti "Tehnologije in stroji za tlačno obdelavo", 05.03.05 šifra VAK

• Izboljšanje tehnologije in opreme za proizvodnjo kapilarnih cevi iz nerjavnega jekla 1984, kandidat tehničnih znanosti Trubitsin, Alexander Filippovich

• Izboljšanje tehnologije montaže z vlečenjem kompozitnih cevi kompleksnih prerezov z dano stopnjo preostalih napetosti 2002, kandidat tehničnih znanosti Fedorov, Mihail Vasiljevič

• Izboljšanje tehnologije in zasnove vlečnih orodij za izdelavo šestkotnih profilov na osnovi modeliranja v sistemu "obdelovanec-orodje". 2012, kandidat tehničnih znanosti Malakanov, Sergej Aleksandrovič

• Raziskava modelov napetostno-deformacijskega stanja kovine med vlečenjem cevi in ​​razvoj metode za določanje parametrov moči vlečenja na samonaravnalnem trnu 2007, kandidat tehničnih znanosti Malevič, Nikolaj Aleksandrovič

• Izboljšanje opreme, orodij in tehnoloških sredstev za vlečenje visokokakovostnih ravnih cevi 2002, kandidatka tehničnih znanosti Manokhina, Natalia Grigoryevna

Zaključek disertacije na temo "Tehnologije in stroji za tlačno obdelavo", Shokova, Ekaterina Viktorovna

GLAVNI REZULTATI IN SKLEPI DELA

1. Iz analize znanstvene in tehnične literature izhaja, da je eden od racionalnih in produktivnih postopkov za izdelavo tankostenskih poliedrskih cevi (kvadratnih, pravokotnih, šesterokotnih, osmerokotnih) postopek vlečenja brez trna.

2. Razvit je bil matematični model procesa profiliranja večplastnih cevi z vlečenjem brez trna, ki omogoča določitev pogojev sile ob upoštevanju zakona nelinearnega utrjevanja, anizotropije lastnosti materiala cevi in ​​kompleksne geometrije kanal matrice. Model je implementiran v programskem okolju Delphi 7.0.

3. S pomočjo matematičnega modela je ugotovljen kvantitativni vpliv fizikalnih, tehnoloških in strukturnih dejavnikov na parametre moči procesa profiliranja poliedrskih cevi z vlečenjem brez trna.

4. Razvite so bile tehnike za ocenjevanje polnilnosti vogalov matrice in zategovanja čel med vlečenjem poliedrskih cevi brez trna.

5. Razvita je bila metoda za izračun trdnosti oblikovanih matric z upoštevanjem normalnih obremenitev v kanalu, ki temelji na Airyjevi napetostni funkciji, metodi konformnih preslikav in tretji teoriji trdnosti.

6. Eksperimentalno je bil zgrajen trifaktorski matematični model za profiliranje kvadratnih cevi, ki omogoča izbiro tehnoloških parametrov, ki zagotavljajo natančnost geometrije nastalih cevi.

7. Metoda za izračun tehnoloških parametrov s hkratnim profiliranjem in zvijanjem poliedrskih cevi z vlečenjem brez trna je bila razvita in prenesena na inženirsko raven.

8. Eksperimentalne študije postopka profiliranja poliedrskih cevi z vlečenjem brez trna so pokazale zadovoljivo konvergenco rezultatov teoretične analize z eksperimentalnimi podatki.

Seznam referenc za raziskavo disertacije Kandidatka tehničnih znanosti Shokova, Ekaterina Viktorovna, 2008

1.A.c. 1045977 ZSSR, MKI3 V21SZ/02. Orodje za risanje tankostenskih oblikovanih cevi Besedilo. / V.N. Ermakov, G.P. Moiseev, A.B. Suntsov in drugi (ZSSR). št. 3413820; dec. 31.3.82; objav. 07.10.83, bik. št. 37. - Zs.

2.A.C. 1132997 ZSSR, MKI3 V21SZ/00. Sestavljena matrica za risanje večplastnih profilov s sodim številom ploskev Text. / V IN. Rebrin, A.A. Pavlov, E.V. Nikulin (ZSSR). -št. 3643364/22-02; dec. 16.09.83; objav. 07.01.85, bik. št. 1. -4s.

3.A.c. 1197756 ZSSR, MKI4V21S37/25. Metoda izdelave pravokotnih cevi. / P.N. Kalinuškin, V.B. Furmanov in drugi (ZSSR). št. 3783222; ponudba 24.08.84; objav. 15.12.85, Bull. št. 46. - 6s.

4.A.C. 130481 ZSSR, MKI 7s5. Naprava za zvijanje nekrožnih profilov z risanjem Besedilo. / V.L. Kolmogorov, G.M. Moiseev, Yu.N. Shakmaev in drugi (ZSSR). številke 640189; dec. 02.10.59; objav. 1960, Bull. št. 15. -2s.

5.A.C. 1417952 ZSSR, MKI4V21S37/15. Metoda izdelave profilnih poliedrskih cevi. /A.B. Jukov, A.A. Shkurenko in drugi (ZSSR). št. 4209832; dec. 01/09/87; objav. 23.08.88, Bik. št. 31. - 5s.

6.A.c. 1438875 ZSSR, MKI3 V21S37/15. Metoda izdelave pravokotnih cevi. / A.G. Mihajlov, L.B. Maslan, V.P. Buzin in drugi (ZSSR). št. 4252699/27-27; dec. 28.05.87; objav. 23.11.88, bik. št. 43. -4s.

7.A.c. 1438876 ZSSR, MKI3 V21S37/15. Naprava za pretvorbo okroglih cevi v pravokotne Besedilo. / A.G. Mihajlov, L.B. Maslan, V.P. Buzin in drugi (ZSSR). št. 4258624/27-27; dec. 06/09/87; objav. 23.11.88, bik. št. 43. -Zs.

8.A.c. 145522 ZSSR MKI 7L410. Matrica za vlečenje cevi Tekst./E.V.

9. Kusch, B.K. Ivanov (ZSSR) - št. 741262/22; dec. 08/10/61; objav. 1962, bik št. 6. -Zs.

10.A.c. 1463367 ZSSR, MKI4 V21S37/15. Metoda izdelave poliedrskih cevi Besedilo. / V.V. Yakovlev, V.A. Šurinov, A.I. Pavlov in V.A. Beljavin (ZSSR). št. 4250068/23-02; dec. 04/13/87; objav. 07.03.89, bik. št. 9. -2s.

11.A.c. 590029 ZSSR, MKI2V21SZ/00. Vlečna matrica za tankostenske večplastne profile Besedilo. / B.JI. Dyldin, V.A. Aleshin, G.P. Moiseev in drugi (ZSSR). št. 2317518/22-02; dec. 01/30/76; objav. 30.01.78, bik. št. 4. -Zs.

12.A.c. 604603 ZSSR, MKI2 V21SZ/00. Vlečna matrica za pravokotno žico Besedilo. /J.I.C. Vatrushin, I.Sh. Berin, A.JI. Čečurin (ZSSR). -št. 2379495/22-02; dec. 07/05/76; objavljeno 30. 4. 78, Bul. št. 16. 2 str.

13.A.c. 621418 ZSSR, MKI2 V21SZ/00. Orodje za risanje poliedrskih cevi s sodim številom ploskev Besedilo. / G.A. Savin, V.I. Pančenko, V.K. Sidorenko, L.M. Shlosberg (ZSSR). št. 2468244/22-02; dec. 29.3.77; objav. 30.08.78, bik. št. 32. -2s.

14.A.c. 667266 ZSSR, MKI2 V21SZ/02. Voloka Besedilo. / A.A. Fotov, V.N. Duev, G.P. Moiseev, V.M. Ermakov, Yu.G. Dobro (ZSSR). št. 2575030/22-02; dec. 02/01/78; objav. 15.06.79, Bik. #22, -4s.

15.A.c. 827208 ZSSR, MKI3 V21SZ/08. Naprava za izdelavo profilnih cevi Besedilo. / I.A. Lyashenko, G.P. Motseev, S.M. Podoskin in drugi (ZSSR). št. 2789420/22-02; ponudba 29.06.79; objav. 07.05.81, bik. št. 17. - Zs.

16.A.c. 854488 ZSSR, MKI3 V21SZ/02. Orodje za risanje Besedilo./

17. S.P. Panasenko (ZSSR). št. 2841702/22-02; dec. 23.11.79; objav. 15.08.81, bik. št. 30. -2s.

18.A.c. 856605 ZSSR, MKI3 V21SZ/02. Matrica za risanje profilov Tekst. / Yu.S. Zykov, A.G. Vasiljev, A.A. Kočetkov (ZSSR). št. 2798564/22-02; dec. 07/19/79; objav. 23.08.81, Bik. št. 31. -Zs.

19. A.c. 940965 ZSSR, MKI3 V21SZ/02. Orodje za izdelavo profiliranih površin Besedilo. / I.A. Saveliev, Yu.S. Voskresensky, A.D. Osmanis (ZSSR) .- št. 3002612; dec. 11/06/80; objav. 07.07.82, bik. št. 25. Zs.

20. Adler, Yu.P. Načrtovanje poskusa pri iskanju optimalnih pogojev Besedilo / Yu.P. Adler, E.V. Markova, Yu.V. Granovski M.: Nauka, 1971. - 283 str.

21. Alynevsky, JI.E. Vlečne sile pri hladnem vlečenju cevi Besedilo / JI.E. Alševski. M.: Metallurgizdat, 1952.-124 str.

22. Amenzade, Yu.A. Teorija elastičnosti Besedilo. / Yu.A. Amenzade. M.: Višja šola, 1971.-288s.

23. Argunov, V.N. Kalibracija oblikovanih profilov Besedilo / V.N. Argunov, M.Z. Yermanok. M .: Metalurgija, 1989.-206s.

24. Aryshenski, Yu.M. Pridobivanje racionalne anizotropije v listih Text. / Yu.M. Arišenski, F.V. Grečnikov, V.Yu. Arišenski. M .: Metalurgija, 1987-141s.

25. Aryshensky, Yu.M. Teorija in izračuni plastičnega oblikovanja anizotropnih materialov Besedilo / Yu.M. Arišenski, F.V. Grechnikov.- M.: Metalurgija, 1990.-304p.

26. Bisk, M.B. Racionalna tehnologija izdelave orodij za vlečenje cevi Besedilo / M.B. Bisk-M .: Metalurgija, 1968.-141 str.

27. Vdovin, S.I. Metode za izračun in načrtovanje na računalniku procesov žigosanja listov in profilnih surovcev Besedilo. / S.I. Vdovin - M .: Mašinostroenie, 1988.-160s.

28. Vorobyov, D.N. Kalibracija orodja za risanje pravokotnih cevi Besedilo / D.N. Vorobyov D.N., V.R. Kargin, I.I. Kuznetsova // Tehnologija lahkih zlitin. -1989. -Ne. -str.36-39.

29. Vydrin, V.N. Proizvodnja visoko natančnih oblikovanih profilov Besedilo./ V.N. Vydrin in drugi - M .: Metalurgija, 1977.-184p.

30. Gromov, N.P. Teorija preoblikovanja kovin Besedilo./N.P. Gromov -M .: Metalurgija, 1967.-340s.

31. Gubkin, S.I. Kritika obstoječih metod za izračun obratovalnih napetosti v OMD /S.I. Gubkin // Inženirske metode izračuna tehnološki procesi OMD. -M .: Mashgiz, 1957. S.34-46.

32. Gulyaev, G.I. Stabilnost prereza cevi med redukcijo Besedilo./ G.I. Guljajev, P.N. Ivšin, V.K. Yanovich // Teorija in praksa redukcije cevi. strani 103-109.

33. Gulyaev Yu.G. Matematično modeliranje procesov OMD Text./ Yu.G. Guljajev, S.A. Čukmasov, A.B. Gubinsky. Kijev: Nauk. Dumka, 1986. -240p.

34. Gulyaev, Yu.G. Izboljšanje natančnosti in kakovosti cevi Besedilo / Yu.G. Guljajev, M.Z. Volodarski, O.I. Lev in drugi - M .: Metalurgija, 1992.-238s.

35. Gun, G.Ya. Teoretične osnove obdelava kovin s pritiskom Besedilo./ G.Ya. gong. M.: Metalurgija, 1980. - 456s.

36. Gun, G.Ya. Plastično oblikovanje kovin Besedilo / G.Ya. Gong, P.I. Polukhin, B.A. Prudkovskega. M.: Metalurgija, 1968. -416s.

37. Danchenko, V.N. Proizvodnja oblikovanih cevi Besedilo./ V.N. Dančenko,

38. V.A. Sergejev, E.V. Nikulin. M.: Intermet Engineering, 2003. -224p.

39. Dnestrovsky, N.Z. Risba barvnih kovin Besedilo / N.Z. Dnjester. M.: Država. sci.-tech. izd. lit. po urah in barvah metalurgija, 1954. - 270s.

40. Dorokhov, A.I. Spreminjanje oboda pri risanju oblikovanih cevi Besedilo. / A.I. Dorokhov // Bul. znanstveno in tehnično Informacije VNITI. M .: Metallurg-published, 1959. - št. 6-7. - Str.89-94.

41. Dorokhov, A.I. Določanje premera začetnega obdelovanca za vlečenje brez trna in valjanje pravokotnih, trikotnih in šesterokotnih cevi Besedilo / A.I. Dorokhov, V.I. Shafir // Proizvodnja cevi / VNITI. M., 1969. - 21. številka. - S. 61-63.

42. Dorokhov, A.I. Aksialne napetosti med vlečenjem oblikovanih cevi brez trna Besedilo./ A.I. Dorokhov // Tr. UkrNITI. M.: Metallugizdat, 1959. - 1. številka. - Str.156-161.

43. Dorokhov, A.I. Možnosti proizvodnje hladno oblikovanih profilnih cevi in ​​baz sodobna tehnologija njihova izdelava Besedilo / A.I. Dorokhov, V.I. Rebrin, A.P. Usenko // Cevi ekonomičnih vrst: M.: Metalurgija, 1982. -S. 31-36.

44. Dorokhov, A.I. Racionalna kalibracija valjev večstojnih mlinov za proizvodnjo cevi pravokotni odsek Besedilo./ A.I. Dorokhov, P.V. Savkin, A.B. Kolpakovsky // Tehnični napredek v proizvodnji cevi. M.: Metalurgija, 1965.-S. 186-195.

45. Emelianenko, P.T. Valjanje cevi in ​​proizvodnja cevnih profilov Besedilo / P.T. Emelianenko, A.A. Ševčenko, S.I. Borisov. M.: Metallurgizdat, 1954.-496s.

46. ​​​​Ermanok, M.Z. Stiskanje plošč iz aluminijeve zlitine. Moskva: Metalurgija. - 1974. -232 str.

47. Ermanok, M.Z. Uporaba risbe brez trna pri izdelavi 1 "cevi Besedilo. / M.Z. Ermanok. M .: Tsvetmetinformatsia, 1965. - 101p.

48. Ermanok, M.Z. Razvoj teorije risanja Besedilo. / M.Z. Ermanok // Barvne kovine. -1986. št. 9.- S. 81-83.

49. Ermanok, M.Z. Racionalna tehnologija za proizvodnjo pravokotnih aluminijastih cevi Besedilo / M.Z. Ermanok M.Z., V.F. Klejmenov. // Neželezne kovine. 1957. - Št. 5. - Str.85-90.

50. Zykov, Yu.S. Optimalno razmerje deformacij pri risanju pravokotnih profilov Besedilo / Yu.S. Zykov, A.G. Vasiljev, A.A. Kochetkov // Barvne kovine. 1981. - Št. 11. -str.46-47.

51. Zykov, Yu.S. Vpliv profila vlečnega kanala na vlečno silo Text./Yu.S. Zykov // Novice univerz. Črna metalurgija. 1993. -№2. - Str.27-29.

52. Zykov, Yu.S. Študija kombinirane oblike vzdolžnega profila delovno območje umre Besedilo./ Yu.S. Zykov // Metalurgija in koksokemija: Obdelava kovin s pritiskom. - Kijev: Tehnika, 1982. - Številka 78. strani 107-115.

53. Zykov, Yu.S. Optimalni parametri za risanje pravokotnih profilov Besedilo / Yu.S. Zykov // Barvni megali. 1994. - št. 5. - Str.47-49. .

54. Zykov, Yu.S. Optimalni parametri postopka risanja pravokotnega profila Besedilo. / Yu.S. Zykov // Barvne kovine. 1986. - št. 2. - S. 71-74.

55. Zykov, Yu.S. Optimalni koti vlečenja za utrjevanje kovin Besedilo./ Yu.S. Zykov.// Novice univerz. 4M. 1990. - Št. 4. - Str.27-29.

56. Iljušin, A.A. Plastika. Prvi del. Elastično-plastične deformacije / A.A. Iljušin. -M .: MGU, 2004. -376 str.

57. Kargin, V.R. Analiza vlečenja tankostenskih cevi brez trna s protinapetostjo Besedilo./ V.R. Kargin, E.V. Šokova, B.V. Kargin // Vestnik SSAU. Samara: SSAU, 2003. - št. 1. - Str.82-85.

58. Kargin, V.R. Uvod v preoblikovanje kovin

59. Besedilo: učbenik / V.R. Kargin, E.V. Šokov. Samara: SGAU, 2003. - 170 str.

60. Kargin, V.R. Risba vijačnih cevi Besedilo./ V.R. Kargin // Barvne kovine. -1989. št. 2. - Str.102-105.

61. Kargin, V.R. Osnove inženirskega eksperimenta: učbenik / V.R. Kargin, V.M. Zajcev. Samara: SGAU, 2001. - 86 str.

62. Kargin, V.R. Izračun orodij za risanje kvadratnih profilov in cevi Besedilo./ V.R. Kargin, M.V. Fedorov, E.V. Šokova // Zbornik Samarskega znanstvenega centra Ruske akademije znanosti. 2001. - št. 2. - T.Z. - S.23 8-240.

63. Kargin, V.R. Izračun odebelitve stene cevi pri vlečenju brez trna Besedilo/ V.R. Kargin, B.V. Kargin, E.V. Šokova // Proizvodnja surovin v strojništvu. 2004. -№1. -str.44-46.

64. Kasatkin, N.I. Študija postopka profiliranja pravokotnih cevi Besedilo./ N.I. Kasatkin, T.N. Khonina, I.V. Komkova, M.P. Panova / Študij postopkov preoblikovanja barvnih kovin. - M.: Metalurgija, 1974. Izd. 44. - S. 107-111.

65. Kiričenko, A.N. Analiza gospodarstva različne načine proizvodnja profiliranih cevi s konstantno debelino stene vzdolž oboda Besedilo./ A.N. Kiričenko, A.I. Gubin, G.I. Denisova, N.K. Khudyakova // Cevi varčnih vrst. -M., 1982. -S. 31-36.

66. Kleimenov, V.F. Izbira obdelovanca in izračun orodja za vlečenje pravokotnih cevi iz aluminijevih zlitin Besedilo./ V.F. Kleimenov, R.I. Muratov, M.I. Erlich // Tehnologija lahkih zlitin.-1979.- Št. 6.- P.41-44.

67. Kolmogorov, V.L. Orodje za risanje Besedilo./ V.L. Kolmogorov, S.I. Orlov, V.Yu. Ševljakov. -M .: Metalurgija, 1992. -144p.

68. Kolmogorov, B.JI. Napetosti. Deformacije. Besedilo o uničenju./ B.JT. Kolmogorov. M.: Metalurgija, 1970. - 229s.

69. Kolmogorov, B.JI. Tehnološki problemi vlečenja in stiskanja: učbenik / B.JI. Kolmogorov. - Sverdlovsk: UPI, 1976. - 10. številka. -81s.

70. Koppenfels, V. Praksa konformnih preslikav Besedilo. / V. Koppenfels, F. Shtalman. M.: IL, 1963. - 406s.

71. Koff, Z.A. Hladno valjanje cevi Besedilo. / OS. Koff, P.M. Soloveichik, V.A. Aleshin in drugi Sverdlovsk: Metallurgizdat, 1962. - 432 str.

72. Krupman, Yu.G. Trenutno stanje svetovna proizvodnja cevi Besedilo./ Yu.G. Kroopman, J1.C. Lyakhovetsky, O.A. Semenov. M.: Metalurgija, 1992. -81s.

73. Levanov, A.N. Kontaktno trenje v procesih OMD Besedilo. L.N. Leva-nov, V.L. Kolmagorov, S.L. Burkin in drugi M .: Metalurgija, 1976. - 416s.

74. Levitanski, M.D. Izračun tehničnih in ekonomskih standardov za proizvodnjo cevi in ​​profilov iz aluminijevih zlitin na osebnih računalnikih Besedilo / M.D. Levitanski, E.B. Makovskaya, R.P. Nazarova // Barvne kovine. -19,92. -#2. -str.10-11.

75. Lysov, M.N. Teorija in izračun procesov izdelave delov z metodami upogibanja Besedilo / M.N. Lysov M.: Mašinostroenie, 1966. - 236 str.

76. Muskhelishvili, N.I. Nekateri osnovni problemi matematične teorije elastičnosti Besedilo. / N.I. Muskelišvili. M.: Nauka, 1966. -707p.

77. Osadchy, V.Ya. Študija parametrov moči profilnih cevi v matricah in valjčnih kalibrih Besedilo / V.Ya. Osadchiy, S.A. Stepantsov // Jeklo. -1970. -№8.-S.732.

78. Osadchy, V.Ya. Značilnosti deformacije pri izdelavi oblikovanih cevi pravokotnih in spremenljivih prerezov Besedilo./ V.Ya. Osadchiy, S.A. Stepantsov // Jeklo. 1970. - Št. 8. - Str.712.

79. Osadchy, V.Ya. Izračun napetosti in sil pri vlečenju cevi Besedilo./

80. V.Ya. Osadčij, A.JI. Vorontsov, S. M. Karpov // Proizvodnja valjanih izdelkov. 2001. - Št. 10. - Str. 8-12.

81. Osadchiy, S.I. Stanje napetosti in deformacije med profiliranjem Besedilo / V.Ya. Osadchiy, S.A. Getia, S.A. Stepantsov // Novice univerz. Črna metalurgija. 1984. -№9. -str.66-69.

82. Parshin, B.C. Osnove sistemskega izboljšanja procesov in mlinov za hladno vlečenje cevi / B.C. Parshin. Krasnojarsk: Založba Krasnojar. un-ta, 1986. - 192s.

83. Parshin, B.C. Hladno vlečenje cevi Besedilo./ B.C. Paršin, A.A. Fotov, V.A. Aleshin. M.: Metalurgija, 1979. - 240s.

84. Perlin, I.L. Teorija risanja Besedilo. / I.L. Perlin, M.Z. Yermanok. -M .: Metalurgija, 1971.- 448s.

85. Perlin, P.I. Posode za ploščate ingote Besedilo./ P.I. Perlin, L.F. Tolchenova // Sat. tr. VNIImetmash. ONTI VNIImetmash, 1960. - št. 1. -str.136-154.

86. Perlin, P.I. Metoda za izračun posod za stiskanje iz ploščatega ingota Besedilo. / P.I. Perlin // Bilten strojništva 1959. - št. 5. - Str.57-58.

87. Popov, E.A. Osnove teorije žigosanja listov Besedilo. / E. A. Popov. -M .: Mašinostroenie, 1977. 278s.

88. Potapov, I.N. Teorija proizvodnje cevi Besedilo / I.N. Potapov, A.P. Kolikov, V.M. Druyan in drugi M .: Metalurgija, 1991. - 406s.

89. Ravin, A.N. Oblikovalno orodje za stiskanje in risanje profilov Tekst./ A.N. Ravin, E.Sh. Suhodrev, L.R. Dudetskaja, V.L. Shcherbanyuk - Minsk: Znanost in tehnologija, 1988. 232 str.

90. Rachtmayer, R.D. Diferencialne metode za reševanje robnih problemov Besedilo./ R.D. Rachtmayer. M.: Mir, 1972. - 418s!

91. Savin, G.A. Risba cevi Besedilo./ G.A. Savin. M.: Metalurgija, 1993.-336s.

92. Savin, G.N. Porazdelitev napetosti v bližini lukenj Besedilo./ G.N.

93. Savin. Kijev: Naukova Dumka, 1968. - 887 str.

94. Segerlind, JI. Uporaba besedila FEM / JI. Segerlind. M.: Mir, 1977. - 349 str.

95. Smirnov-Aljajev, G.A. Osnosimetrični problem teorije plastičnega toka med stiskanjem, raztezanjem in vlečenjem cevi Besedilo. / G.A. Smirnov-Alyaev, G.Ya. Gong // Izvestiya vuzov. Črna metalurgija. 1961. - št. 1. - S. 87.

96. Storozhev, M.V. Teorija preoblikovanja kovin / M.V. Storožev, E.A. Popov. M.: Mašinostroenie, 1977. -432s.

97. Timošenko, S.P. Trdnost materialov Besedilo./S.P. Timošenko - M.: Nauka, 1965. T. 1.2.-480s.

98. Timošenko, S.P. Stabilnost elastičnih sistemov Tekst./S.P. Timošenkova. M.: GITTL, 1955. - 568s.

99. Trusov, P.V. Študija procesa profiliranja žlebnih cevi Besedilo / P.V. Trusov, V.Yu. Stolbov, I.A. Kron // Obdelava kovin s pritiskom. - Sverdlovsk, 1981. št. 8. - Str.69-73.

100. Hooken, V. Priprava cevi za vlečenje, metode vlečenja in oprema, uporabljena pri vlečenju Besedilo / V. Hooken // Proizvodnja cevi. Dusseldorf, 1975. Per. z njim. M.: Metallurgizdat, 1980. - 286s.

101. Shevakin, Yu.F. Računalniki v proizvodnji cevi Besedilo / Yu.F. Ševakin, A.M. Rytikov. M.: Metalurgija, 1972. -240s.

102. Shevakin Yu.F. Kalibracija orodja za risanje pravokotnih cevi Besedilo / Yu.F. Ševakin, N.I. Kasatkin // Študij procesov oblikovanja barvnih kovin. -M .: Metalurgija, 1971. Izd. št. 34. - Str.140-145.

103. Shevakin Yu.F. Proizvodnja cevi Besedilo./ Yu.F. Ševakin, A.Z. Gleyberg. M.: Metalurgija, 1968. - 440s.

104. Shevakin Yu.F. Proizvodnja cevi iz barvnih kovin Besedilo / Yu.F. Ševakin, A.M. Rytikov, F.S. Seidaliev M.: Metallurgizdat, 1963. - 355 str.

105. Shevakin, Yu.F., Rytikov A.M. Izboljšanje učinkovitosti proizvodnje cevi iz barvnih kovin Besedilo / Yu.F. Ševakin, A.M. Rytikov. M .: Metalurgija, 1968.-240s.

106. Šokova, E.V. Kalibracija orodja za risanje pravokotnih cevi Besedilo / E.V. Šokova // XIV Tupoljeva branja: Mednarodna mladinska znanstvena konferenca, Kazanska državna univerza. tehn. un-t. Kazan, 2007. - Zvezek 1. - S. 102103.

107. Šurupov, A.K., Freiberg, M.A. Izdelava cevi ekonomičnih profilov Tekst./A.K. Shurupov, M.A. Freiberg.-Sverdlovsk: Metallurgizdat, 1963-296s.

108. Yakovlev, V.V. Pravokotna risba cevi povečana natančnost Besedilo./ V.V. Yakovlev, B.A. Smelnicki, V.A. Balyavin in drugi // Jeklo.-1981.-Št. 6-S.58.

109. Yakovlev, V.V. Kontaktne napetosti med vlečenjem cevi brez trna. Besedilo./ V.V. Yakovlev, V.V. Ostrjakov // Sat: Proizvodnja brezšivnih cevi. - M .: Metalurgija, 1975. - št. 3. - Str. 108-112.

110. Yakovlev, V.V., Risba pravokotnih cevi na premičnem trnu Besedilo / V.V. Yakovlev, V.A. Šurinov, V.A. Baljavin; VNITI. Dnepropetrovsk, 1985. - 6s. - Dep. v Chermetinformation 13.05.1985, št. 2847.

111. Samodejno iskanje profilov Becker H., Brockhoff H., "Profil Blech Rohre". 1985. -№32. -C.508-509.

Upoštevajte, da so zgoraj predstavljena znanstvena besedila objavljena za pregled in pridobljena s priznavanjem izvirna besedila disertacije (OCR). V zvezi s tem lahko vsebujejo napake, povezane z nepopolnostjo algoritmov za prepoznavanje. V datotekah PDF disertacij in povzetkov, ki jih dostavljamo, teh napak ni.