3.2 A gördülőasztal számítása

Az építés alapelve technológiai folyamat a modern berendezésekben ez abból áll, hogy egy folyamatos malomban azonos állandó átmérőjű csöveket állítanak elő, ami lehetővé teszi egy szintén állandó átmérőjű tuskó és hüvely használatát. A kívánt átmérőjű csövek beszerzését redukció biztosítja. Egy ilyen munkarendszer nagyban megkönnyíti és leegyszerűsíti a malmok beállítását, csökkenti a szerszámkészletet, és ami a legfontosabb, lehetővé teszi a teljes egység magas termelékenységének fenntartását még minimális (csökkentés utáni) átmérőjű csövek hengerelésekor is.

A gördülőtáblát a gördülési előrehaladás függvényében számítjuk ki a pontban leírt módszer szerint. A cső külső átmérőjét a redukció után az utolsó tekercspár méretei határozzák meg.

D p 3 \u003d (1.010..1.015) * D o \u003d 1.01 * 33.7 \u003d 34 mm

ahol D p a kész cső átmérője a redukciós malom után.

A falvastagságnak a folytonos és redukciós malmok után meg kell egyeznie a kész cső falvastagságával, pl. S n \u003d Sp \u003d S o \u003d 3,2 mm.

Mivel a folyamatos marás után azonos átmérőjű cső jön ki, D n \u003d 94 mm-t veszünk. Folyamatos malomban a hengerek kalibrálása biztosítja, hogy az utolsó hengerpárban a cső belső átmérője 1-2 mm-rel nagyobb legyen, mint a tüske átmérője, így a tüske átmérője egyenlő lesz:

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

A tüskék átmérőjét 85 mm-nek vesszük.

A hüvely belső átmérőjének biztosítania kell a tüske szabad behelyezését, és 5-10 mm-rel nagyobbnak kell lennie, mint a tüske átmérője

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

Elfogadjuk a hüvely falát:

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

A hüvelyek külső átmérőjét a belső átmérő és a falvastagság értéke alapján határozzuk meg:

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

A felhasznált munkadarab átmérője D h =120 mm.

A lyukasztómalom tüskéjének átmérőjét a hengerlés mértékének figyelembevételével választják ki, azaz a hüvely belső átmérőjének emelkedése, amely a belső átmérő 3-7%-a:

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

A lyukasztó, folyamatos és redukciós malmok húzási együtthatóit a következő képletek határozzák meg:

,

A teljes húzási arány:

Hasonló módon számítottuk ki a 48,3×4,0 mm és 60,3×5,0 mm méretű csövek gördülőasztalát.

A gördülő táblázat a táblázatban látható. 3.1.

3.1. táblázat – TPA-80 gördülőasztal

Kész csövek mérete, mm

Munkadarab átmérő, mm

Piercing malom

Folyamatos malom

redukciós malom

Teljes nyúlási arány

Külső átmérő

falvastagság

Ujjméret, mm

Tüske átmérő, mm

Rajzolási arány

Csőméretek, mm

Tüske átmérő, mm

Rajzolási arány

Csőméret, mm

Állványok száma

Rajzolási arány

falvastagság

falvastagság

falvastagság

3.3 A redukciós hengerek kalibrációjának kiszámítása

A tekercs kalibrálása fontos szerves része a malom üzemmódjának kiszámítása. Ez nagymértékben meghatározza a csövek minőségét, a szerszám élettartamát, a terheléseloszlást a munkaállványokban és a hajtásban.

A tekercskalibrálás számítása a következőket tartalmazza:

a részleges alakváltozások eloszlása ​​a malom állványaiban és a kaliberek átlagos átmérőjének kiszámítása;

a tekercsek méreteinek meghatározása.

3.3.1 Részleges feszültségeloszlás

A redukciós malom állományai a részleges alakváltozások változásának jellege szerint három csoportba oszthatók: a malom elején lévő fej, amelyben a redukciók hengerlés közben intenzíven növekednek; kalibrálás (a malom végén), amelyben az alakváltozásokat minimális értékre csökkentjük, és a köztük lévő állványcsoportot (középen), amelyekben a részleges alakváltozások maximálisak vagy közel vannak hozzájuk.

Feszített csövek hengerelésekor a részleges alakváltozások értékeit a csőprofil stabilitási állapota alapján veszik olyan plasztikus feszültségértéken, amely biztosítja egy adott méretű cső előállítását.

A teljes képlékeny feszültség együtthatója a következő képlettel határozható meg:

,

ahol
- axiális és tangenciális alakváltozások logaritmikus formában; T a háromhengeres kaliber esetén a képlet által meghatározott érték

ahol (S/D) cp a falvastagság és az átmérő átlagos aránya a cső malomban bekövetkezett deformációja alatt; k-tényező a cső vastagságának mértékének változását figyelembe véve.

,

,

ahol m a cső teljes alakváltozásának értéke az átmérő mentén.

.

A kritikus részleges redukció értéke ilyen plasztikus feszültségi együttható mellett a szerint a második állományban elérheti a 6%-ot, a harmadikban a 7,5%-ot, a negyedikben a 10%-ot. Az első ketrecben 2,5-3% tartományban ajánlott bevinni. A stabil fogás biztosítása érdekében azonban a kompresszió mértéke általában csökken.

A malom előkészítő és befejező állványaiban a csökkentés is csökken, de a hengerek terhelésének csökkentése és a kész csövek pontosságának javítása érdekében. A méretezési csoport utolsó állványában a csökkenést nullának vesszük, az utolsó előtti egyet - 0,2-ig a középső csoport utolsó állványának csökkenésétől.

Az állományok középső csoportjában a részleges alakváltozások egyenletes és egyenetlen eloszlását gyakorolják. Ha a tömörítés egyenletes eloszlása ​​van ennek a csoportnak az összes állományában, akkor ezeket állandónak feltételezzük. Az egyes alakváltozások egyenetlen eloszlásának több változata lehet, és a következő mintázatok jellemezhetők:

a tömörítés a középső csoportban arányosan csökken az első állványoktól az utolsó - esési módig;

a középső csoport első néhány állományában a részleges alakváltozások csökkennek, míg a többi változatlan marad;

a tömörítés a középső csoportban először fokozódik, majd csökken;

a középső csoport első néhány állományában a részleges alakváltozásokat állandónak hagyjuk, a többiben pedig csökkentjük.

Csökkenő alakváltozási módokkal az állványok középső csoportjában a hengerlési teljesítmény és a hajtás terhelése közötti különbségek csökkennek, amelyet a fém hengerlés közbeni deformációval szembeni ellenállásának növekedése okoz, a hőmérséklet csökkenése miatt. és az igénybevétel mértékének növekedése. Úgy gondolják, hogy a redukció csökkentése a malom vége felé a csövek külső felületének minőségét is javítja, és csökkenti a keresztirányú fal eltérését.

A hengerek kalibrációjának kiszámításakor a redukciók egyenletes eloszlását feltételezzük.

A malom állványaiban a részleges alakváltozások értékei az ábrán láthatók. 3.1.

Crimp Distribution

A részleges alakváltozások elfogadott értékei alapján a gyártási képlet segítségével kiszámítható a kaliberek átlagos átmérője csövek, és közvetlenül, ... meghibásodások) során Termelés hab beton. Nál nél Termelés habbetont használnak különféle ... munkások közvetlenül kapcsolatban Termelés hab beton, speciális ruházat, ...

Termelés nyomásmentes vasbeton csövek

Szakmunkák >> Ipar, termelés

gurult Termelés csövek centrifugális hengerléssel. Vasbeton csövek centrifugális módszerrel készülnek Termelés csövek. A centrifugák betonozása... lehetővé teszi a formák formázását. Termelés csövek radiális préseléssel. Ez...

BEVEZETÉS

1 SZÁM SZÁMÚ SZÁM SZÁMÚ SZÁMÚ SZÁMÚ SZÁMÚ RAJZZÁS ELMÉLETE ÉS TECHNOLÓGIÁJA (IRODALMI SZEMLE).

1.1 Tartomány profilcsövek lapos élekkel és technológiai felhasználásukkal.

1.2 A lapos élű profilcsövek gyártásának fő módszerei.

1.4 Rajz alakú eszköz.

1.5 Sokoldalú csavarmenetű csövek rajzolása.

1.6 Következtetések. A kutatás célja és célkitűzései.

2 MATEMATIKAI MODELL FEJLESZTÉSE RAJZZAL CSŐPROFILOLÁSHOZ.

2.1 Alapvető rendelkezések és feltételezések.

2.2 A deformációs zóna geometriájának leírása.

2.3 A profilalkotási folyamat teljesítményparamétereinek leírása.

2.4 A húzószerszám sarkainak kitölthetőségének és a profilfelületek meghúzásának értékelése.

2.5 A profilalkotási paraméterek kiszámítására szolgáló algoritmus leírása.

2.6 Erőviszonyok számítógépes elemzése négyszögletes csövek profilozásánál tüskehúzás nélkül.

2.7 Következtetések.

3 A SZERSZÁM SZILÁRDSÁGÁNAK KISZÁMÍTÁSA PROFILCSÖVEK HÚZÁSÁHOZ.

3.1 A probléma megfogalmazása.

3.2 A szerszám feszültségi állapotának meghatározása.

3.3 Leképezési függvények felépítése.

3.3.1 Négyzet alakú furat.

3.3.2 Négyszögletű furat.

3.3.3 Plano-ovális lyuk.

3.4 Példa négyzet alakú furatú húzószerszám feszültségi állapotának kiszámítására.

3.5 Példa kerek furatú húzószerszám feszültségi állapotának kiszámítására.

3.6 A kapott eredmények elemzése.

3.7 Következtetések.

4 KÍSÉRLETI TANULMÁNYOK NEGYED- ÉS NÉGYSZÖG CSÖVEK RAJZ SOROZÁSÁVAL.

4.1 A kísérlet módszertana.

4.2 Négyszögletes cső profilozása egyetlen átmenetben egy szerszámba való húzással.

4.3 Négyzet alakú cső profilozása egy menetben ellenfeszítéssel.

4.4 Négyzetes csövek profilozásának háromtényezős lineáris matematikai modellje.

4.5 A rajzszerszám sarkai kitölthetőségének és a homloklapok meghúzásának meghatározása.

4.6 A téglalap alakú csövek sajtolócsatornáinak kalibrálásának javítása.

4.7 Következtetések.

5 PROFILOK SORDÍTÁSÚ CSÖVEK RAJZA.

5.1 A torziós rajzolás technológiai paramétereinek megválasztása.

5.2 A nyomaték meghatározása.

5.3 A húzóerő meghatározása.

5.4 Kísérleti tanulmányok.

5.5 Következtetések.

A szakdolgozatok ajánlott listája

• Vékonyfalú csövek rajzolása forgószerszámmal 2009, a műszaki tudományok kandidátusa Pastushenko, Tatyana Sergeevna

• A vékonyfalú csövek tüske nélküli, garantált falvastagságú húzószerszámokká húzásának technológiájának fejlesztése 2005, a műszaki tudományok kandidátusa Kargin, Borisz Vlagyimirovics

• Hidegprofilcsövek gyártására szolgáló eljárások és gépek fejlesztése a deformációs zóna szimulációja alapján 2009, a műszaki tudományok doktora Parshin, Sergey Vladimirovich

• A sokoldalú csövek profilozási folyamatának modellezése annak javítása és a malom paramétereinek kiválasztása érdekében 2005, a műszaki tudományok kandidátusa Semenova, Natalya Vladimirovna

• Csövek húzása anizotróp keményedő anyagból 1998, Ph.D. Csernyajev, Alekszej Vladimirovics

Bevezetés a dolgozatba (az absztrakt része) a "Poliéderes csövek profilozási eljárásának javítása tüske nélküli húzással" témában

A téma relevanciája. A gazdaság termelési szektorának aktív fejlesztése, a gazdaságosságra és a termékek megbízhatóságára, valamint a termelés hatékonyságára vonatkozó szigorú követelmények megkövetelik az erőforrás-takarékos berendezések és technológia alkalmazását. Az építőipar, a gépipar, a műszergyártás, a rádiótechnikai ipar számos ágazatában az egyik megoldás a gazdaságos csőtípusok (hőcserélő- és radiátorcsövek, hullámvezetők stb.) alkalmazása, amely lehetővé teszi: növelni a beépítések erejét, a szerkezetek szilárdságát és tartósságát, csökkenti fémfogyasztásukat, takarít meg anyagokat, javítja a megjelenést. A profilcsövek széles választéka és jelentős mennyiségű felhasználása szükségessé tette oroszországi gyártásuk fejlesztését. Jelenleg az idomcsövek zömét csőhúzó üzemekben gyártják, mivel a hideghengerlés és -húzás a hazai iparban kellően fejlett. E tekintetben különösen fontos a meglévő termelés fejlesztése: a szerszámok fejlesztése és gyártása, új technológiák és módszerek bevezetése.

Az alakos csövek legelterjedtebb típusai a sokoldalú (négyzet, téglalap, hatszögletű stb.) nagy pontosságú csövek, amelyeket tüske nélküli, egy menetben történő húzással nyernek.

A disszertáció témájának relevanciáját a sokrétű csövek minőségének javításának igénye határozza meg tüske nélküli profilozásuk folyamatának javításával.

A munka célja, hogy technológiai paraméterek és szerszámgeometria számítási módszerek kidolgozásával javítsa a poliéderes csövek tüske nélküli húzással történő profilozásának folyamatát.

A cél eléréséhez a következő feladatokat kell megoldani:

1. Készítsen matematikai modellt poliéderes csövek tüske nélküli húzással történő profilozására az erőviszonyok felmérésére, figyelembe véve a nemlineáris keményedési törvényt, a tulajdonságok anizotrópiáját és a szerszámcsatorna összetett geometriáját.

2. Határozza meg az erőviszonyokat a profilozás fizikai, technológiai és szerkezeti paramétereitől függően tüske nélküli húzás esetén!

3. Módszer kidolgozása a matricasarkok kitölthetőségének és a homlokhúzásnak a sokoldalú csövek húzásakor.

4. A szerszám geometriai paramétereinek meghatározásához dolgozzon ki módszert a formázott matricák szilárdságának számítására.

5. Módszertan kidolgozása technológiai paraméterek egyidejű profilozással és torzióval történő számítására.

6. Kísérleti vizsgálatokat végezni az eljárás technológiai paramétereiről, amelyek biztosítják a sokrétű csövek méreteinek nagy pontosságát, és matematikai modell segítségével ellenőrizni a profilalkotás technológiai paramétereinek számításának megfelelőségét.

Kutatási módszerek. Az elméleti tanulmányok a rajzelmélet, a rugalmasságelmélet, a konform leképezések módszere és a számítási matematika főbb rendelkezésein és feltevésein alapultak.

A kísérleti vizsgálatokat laboratóriumi körülmények között végeztük a kísérlet matematikai tervezésének módszereivel egy univerzális TsDMU-30 vizsgálógépen.

A szerző megvédi a sokoldalú csövek profilozásának technológiai és szerkezeti paramétereinek számítási eredményeit tüske nélküli húzással: módszer egy formázott matrica szilárdságának kiszámítására, figyelembe véve a csatorna normál terheléseit; módszer a poliéderes csövek tüske nélküli húzással történő profilozási folyamatának technológiai paramétereinek kiszámítására; a technológiai paraméterek számításának módszertana spirális vékonyfalú poliéder csövek tüske nélküli húzása során egyidejű profilozással és csavarással; kísérleti vizsgálatok eredményei.

Tudományos újdonság. A sokrétű csövek tüske nélküli húzással történő profilozása során az erőviszonyok változásának szabályszerűségeit megállapítjuk, figyelembe véve a nemlineáris keményedési törvényt, a tulajdonságok anizotrópiáját és a szerszámcsatorna összetett geometriáját. Megoldódott a csatorna normál terhelése alatt álló alakos szerszám feszültségi állapotának meghatározásának problémája. A feszültség-nyúlás állapot egyenleteinek teljes feljegyzése a poliéderes cső egyidejű profilozásával és torziójával.

A kutatási eredmények megbízhatóságát a problémák szigorú matematikai megfogalmazása, a problémamegoldó analitikai módszerek alkalmazása, a kísérletek lefolytatásának és a kísérleti adatok feldolgozásának korszerű módszerei, a kísérleti eredmények reprodukálhatósága, a számított, kísérleti adatok és gyakorlati adatok kielégítő konvergenciája igazolja. eredmények, a szimulációs eredmények megfelelése a gyártástechnológiának és a kész poliédercsövek jellemzőinek.

A munka gyakorlati értéke a következő:

1. A 10x10x1 mm-es négyzet alakú csövek nagy pontosságú D1 ötvözetből való előállítására olyan módokat javasoltak, amelyek 5%-kal növelik a hozamot.

2. Meghatározzuk az alakos szerszámok méreteit, biztosítva azok teljesítményét.

3. A profilozás és a csavarás műveleteinek kombinálása lerövidíti a spirális poliédercsövek gyártásának technológiai ciklusát.

4. Továbbfejlesztett szerszámcsatorna-kalibráció 32x18x2mm-es téglalap alakú csövek profilozására.

A munka jóváhagyása. A disszertáció főbb rendelkezéseiről a Szamarai Kohászati ​​Üzem 40. évfordulója alkalmából rendezett nemzetközi tudományos-műszaki konferencián számoltak be és vitatták meg az „Új irányok az alumínium és ötvözetei gyártásának és felhasználásának fejlesztéséhez” (Samara: SSAU, 2000) címet. ); 11 Egyetemközi konferencia " Matematikai modellezésés határérték-problémák” (Samara: SGTU, 2001); a második nemzetközi tudományos és műszaki konferencia „Fémfizika, anyagok és alakváltozási folyamatok mechanikája” (Samara: SSAU, 2004); XIV Tupolev olvasmányok: Nemzetközi ifjúság Tudományos Konferencia(Kazan: KSTU, 2006); IX. Királyi Olvasmányok: Nemzetközi Ifjúsági Tudományos Konferencia (Samara: SSAU, 2007).

Publikációk A disszertáció fő tartalmát tükröző anyagok 11 közleményben jelentek meg, köztük 4 vezető lektorált tudományos publikációban, amelyet a Felső Igazolási Bizottság határoz meg.

A munka felépítése és köre. A dolgozat alapvető szimbólumokból, bevezetésből, öt fejezetből, irodalomjegyzékből és függelékből áll. A mű 155 oldalon, géppel írt szövegen, 74 ábrán, 14 táblázaton, 114 címből álló bibliográfiával és melléklettel jelenik meg.

A szerző köszönetét fejezi ki a Fémalakítási Tanszék munkatársainak a segítségükért, valamint a témavezetőnek, a tanszék professzorának, a műszaki tudományok doktorának. V.R. Karginnak az értékes észrevételekért és a munkában nyújtott gyakorlati segítségért.

Hasonló tézisek a "Technológiák és gépek nyomáskezeléshez" szakterületen, 05.03.05 VAK kód

• Rozsdamentes acél kapilláriscsövek gyártásához szükséges technológia és berendezések fejlesztése 1984, a műszaki tudományok kandidátusa, Trubitsin, Alekszandr Filippovics

• Az összeszerelés technológiájának fejlesztése összetett keresztmetszetű kompozit csövek megrajzolásával, adott szintű maradékfeszültséggel 2002, a műszaki tudományok kandidátusa, Fedorov, Mihail Vasziljevics

• A hatszögletű profilok gyártására szolgáló húzószerszámok technológiájának és tervezésének fejlesztése a "munkadarab-szerszám" rendszerben történő modellezés alapján 2012, a műszaki tudományok kandidátusa, Malakanov, Szergej Aleksandrovics

• Fém feszültség-nyúlási állapotának modelljeinek vizsgálata csőhúzás során és módszer kidolgozása önbeálló tüskén történő húzás teljesítményparamétereinek meghatározására 2007, a műszaki tudományok kandidátusa Malevics, Nyikolaj Aleksandrovics

• Kiváló minőségű egyenes varratú csövek húzásához szükséges berendezések, eszközök és technológiai eszközök fejlesztése 2002, a műszaki tudományok kandidátusa Manokhina, Natalia Grigorjevna

Szakdolgozat következtetése a "Technológiák és gépek nyomáskezeléshez" témában, Shokova, Ekaterina Viktorovna

A MUNKA FŐBB EREDMÉNYEI ÉS KÖVETKEZTETÉSEI

1. A tudományos-műszaki szakirodalom elemzéséből az következik, hogy a vékonyfalú poliéder csövek (négyzet, téglalap, hatszögletű, nyolcszögletű) gyártásának egyik racionális és produktív eljárása a tüske nélküli húzás.

2. Kidolgoztam a sokoldalú csövek tüske nélküli húzással történő profilozásának folyamatának matematikai modelljét, amely lehetővé teszi az erőviszonyok meghatározását figyelembe véve a nemlineáris keményedési törvényt, a csőanyag tulajdonságainak anizotrópiáját és a cső összetett geometriáját. a kocka csatorna. A modell Delphi 7.0 programozási környezetben valósul meg.

3. Egy matematikai modell segítségével megállapítjuk a fizikai, technológiai és szerkezeti tényezők mennyiségi hatását a sokoldalú csövek tüske nélküli húzással történő profilozási folyamatának teljesítményparamétereire.

4. Technikákat dolgoztak ki a matricasarkok kitölthetőségének felmérésére és a homlokfeszesítés poliéderes csövek tüske nélküli húzása során.

5. Az Airy feszültségfüggvényen, a konformális leképezések módszerén és a harmadik szilárdsági elméleten alapuló módszert dolgoztam ki a formázott matricák szilárdságának számítására, figyelembe véve a csatorna normál terheléseit.

6. Kísérletileg megépült egy háromtényezős matematikai modell négyzet alakú csövek profilozására, amely lehetővé teszi olyan technológiai paraméterek kiválasztását, amelyek biztosítják a kapott csövek geometriájának pontosságát.

7. Kidolgoztam és mérnöki szintre hoztuk a technológiai paraméterek számítási módszerét poliéderes csövek egyidejű profilozásával és csavarozásával, tüske nélküli húzással.

8. A poliéderes csövek tüske nélküli húzással történő profilozási folyamatának kísérleti vizsgálatai az elméleti analízis eredményeinek kielégítő konvergenciáját mutatták ki a kísérleti adatokkal.

Az értekezés kutatásához szükséges irodalomjegyzék A műszaki tudományok kandidátusa Shokova, Jekaterina Viktorovna, 2008

1.A.c. 1045977 Szovjetunió, MKI3 V21SZ/02. Eszköz vékony falú idomcsövek rajzolásához Szöveg. / V.N. Ermakov, G.P. Moiseev, A.B. Suntsov és mások (Szovjetunió). No. 3413820; december. 03/31/82; publ. 83.10.07., Bull. 37. sz. - Zs.

2.A.c. 1132997 Szovjetunió, MKI3 V21SZ/00. Összetett szerszám sokoldalú profilok rajzolásához páros számú lappal Szöveg. / AZ ÉS. Rebrin, A.A. Pavlov, E.V. Nikulin (Szovjetunió). -No. 3643364/22-02; december. 09/16/83; publ. 85.01.07., Bull. 1. sz. -4s.

3.A.c. 1197756 Szovjetunió, MKI4V21S37/25. Téglalap alakú csövek gyártásának módszere. / P.N. Kalinushkin, V.B. Furmanov és mások (Szovjetunió). No. 3783222; licit.24.08.84; publ. 85.12.15., Bull. 46. ​​sz. - 6s.

4.A.c. 130481 Szovjetunió, MKI 7s5. Készülék nem kör alakú profilok csavarására szöveg rajzolásával. / V.L. Kolmogorov, G.M. Moiseev, Yu.N. Shakmaev és mások (Szovjetunió). No. 640189; december. 02.10.59; publ. 1960, Bull. 15. sz. -2s.

5.A.c. 1417952 Szovjetunió, MKI4V21S37/15. Módszer poliéder profilcsövek gyártására. /A.B. Yukov, A.A. Shkurenko és mások (Szovjetunió). No. 4209832; december. 01/09/87; publ. 88.08.23., Bull. 31. sz. - 5s.

6.A.c. 1438875 Szovjetunió, MKI3 V21S37/15. Téglalap alakú csövek gyártásának módszere. / A.G. Mihajlov, L.B. Maslan, V.P. Buzin és mások (Szovjetunió). No. 4252699/27-27; december. 05/28/87; publ. 88.11.23., Bull. 43. sz. -4s.

7.A.c. 1438876 Szovjetunió, MKI3 V21S37/15. Készülék kerek csövek téglalap alakúvá alakításához Szöveg. / A.G. Mihajlov, L.B. Maslan, V.P. Buzin és mások (Szovjetunió). No. 4258624/27-27; december. 06/09/87; publ. 88.11.23., Bull. 43. sz. -Zs.

8.A.c. 145522 Szovjetunió MKI 7L410. Matrica csőhúzáshoz Szöveg./E.V.

9. Kusch, B.K. Ivanov (Szovjetunió) - No. 741262/22; december. 08/10/61; publ. 1962, 6. bulla. -Zs.

10.A.c. 1463367 Szovjetunió, MKI4 V21S37/15. Poliéder csövek gyártásának módszere Szöveg. / V.V. Jakovlev, V.A. Shurinov, A. I. Pavlov és V. A. Belyavin (Szovjetunió). sz. 4250068/23-02; december. 04/13/87; publ. 89.03.07., Bull. 9. sz. -2s.

11.A.c. 590029 Szovjetunió, MKI2V21SZ/00. Rajzszerszám vékony falú sokoldalú profilokhoz Szöveg. / B.JI. Dyldin, V.A. Aleshin, G.P. Moiseev és mások (Szovjetunió). No. 2317518/22-02; december. 01/30/76; publ. 30.01.78, Bull. 4. sz. -Zs.

12.A.c. 604603 Szovjetunió, MKI2 V21SZ/00. Rajz szerszám téglalap alakú huzalhoz Szöveg. /J.I.C. Vatrushin, I.Sh. Berin, A.JI. Csecsurin (Szovjetunió). -No. 2379495/22-02; december. 07/05/76; publikáció 78.04.30., Bull 16. 2 p.

13.A.c. 621418 Szovjetunió, MKI2 V21SZ/00. Eszköz poliéder csövek rajzolásához páros számú lappal Szöveg. / G.A. Savin, V.I. Pancsenko, V.K. Sidorenko, L.M. Shlosberg (Szovjetunió). No. 2468244/22-02; december. 03/29/77; publ. 30.08.78, Bull. 32. sz. -2s.

14.A.c. 667266 Szovjetunió, MKI2 V21SZ/02. Voloka szöveg. / A.A. Fotov, V.N. Duev, G.P. Moiseev, V.M. Ermakov, Yu.G. Jó (Szovjetunió). No. 2575030/22-02; december. 02/01/78; publ. 79.06.15., Bull. #22, -4s.

15.A.c. 827208 Szovjetunió, MKI3 V21SZ/08. Készülék profilcsövek gyártásához Szöveg. / I.A. Lyashenko, G.P. Motseev, S.M. Podoskin és mások (Szovjetunió). No. 2789420/22-02; licit.29.06.79; publ. 81.05.07., Bull. 17. sz. - Zs.

16.A.c. 854488 Szovjetunió, MKI3 V21SZ/02. Rajzeszköz Szöveg./

17. S.P. Panasenko (Szovjetunió). 2841702/22-02 szám; december. 11/23/79; publ. 15.08.81, Bull. 30. sz. -2s.

18.A.c. 856605 Szovjetunió, MKI3 V21SZ/02. Profilok rajzolásához Szöveg. / Yu.S. Zykov, A.G. Vasziljev, A.A. Kochetkov (Szovjetunió). No. 2798564/22-02; december. 79/07/19; publ. 81.08.23., Bull. 31. sz. -Zs.

19. A.c. 940965 Szovjetunió, MKI3 V21SZ/02. Szerszám profilozott felületek gyártásához Szöveg. / I.A. Saveliev, Yu.S. Voskresensky, A.D. Osmanis (Szovjetunió) .- No. 3002612; december. 11/06/80; publ. 07.07.82, Bull. 25. sz. Zs.

20. Adler, Yu.P. Kísérlet tervezése az optimális feltételek keresésében Szöveg / Yu.P. Adler, E.V. Markova, Yu.V. Granovsky M.: Nauka, 1971. - 283p.

21. Alynevsky, JI.E. Vonóerők csövek hideghúzása során Szöveg. / JI.E. Alsevszkij. M.: Metallurgizdat, 1952.-124p.

22. Amenzade, Yu.A. A rugalmasság elmélete Szöveg / Yu.A. Amenzade. M.: Felsőiskola, 1971.-288.

23. Argunov, V.N. Alakú profilok kalibrálása Szöveg / V.N. Argunov, M.Z. Yermanok. M.: Kohászat, 1989.-206s.

24. Arysenszkij, Yu.M. Racionális anizotrópia elérése lapokban Szöveg / Yu.M. Arysenszkij, F.V. Grecsnyikov, V. Yu. Arysenszkij. M.: Kohászat, 1987-141.

25. Aryshensky, Yu.M. Anizotróp anyagok képlékeny alakításának elmélete és számításai Text./ Yu.M. Arysenszkij, F.V. Grecsnyikov.- M.: Kohászat, 1990.-304p.

26. Bisk, M.B. Racionális technológia a csőhúzó szerszámok gyártásához Szöveg. / M.B. Bisk-M.: Kohászat, 1968.-141 p.

27. Vdovin, S.I. A lapok és profildarabok bélyegzési folyamatainak számítógépes számítási és tervezési módszerei Szöveg / S.I. Vdovin - M .: Mashinostroenie, 1988-160-as évek.

28. Vorobjov, D.N. Téglalap alakú csövek húzására szolgáló szerszám kalibrálása Szöveg. / D.N. Vorobjov D.N., V.R. Kargin, I.I. Kuznetsova// Könnyű ötvözetek technológiája. -1989. -Nem. -36-39.o.

29. Vydrin, V.N. Nagy pontosságú formázott profilok gyártása Szöveg./ V.N. Vydrin és mások - M .: Kohászat, 1977.-184p.

30. Gromov, N.P. Fémalakítás elmélete Szöveg./N.P. Gromov -M.: Kohászat, 1967.-340-es évek.

31. Gubkin, S.I. Az OMD /S.I. működési feszültségek számítási módszereinek kritikája. Gubkin// Technológiai folyamatok számításának mérnöki módszerei OMD. -M.: Mashgiz, 1957. S.34-46.

32. Gulyaev, G.I. A cső keresztmetszetének stabilitása redukció során Szöveg./ G.I. Gulyaev, P.N. Ivshin, V.K. Yanovich // A csőredukció elmélete és gyakorlata. 103-109.

33. Gulyaev Yu.G. OMD folyamatok matematikai modellezése Szöveg./ Yu.G. Gulyaev, S.A. Chukmasov, A.B. Gubinszkij. Kijev: Nauk. Dumka, 1986. -240p.

34. Gulyaev, Yu.G. A csövek pontosságának és minőségének javítása Szöveg / Yu.G. Gulyaev, M.Z. Volodarsky, O.I. Lev és mások - M .: Kohászat, 1992.-238s.

35. Gun, G.Ya. Elméleti alap fémek feldolgozása nyomással Szöveg./ G.Ya. gong. M.: Kohászat, 1980. - 456s.

36. Gun, G.Ya. Fémek képlékeny alakítása Szöveg / G.Ya. Gong, P.I. Polukhin, B.A. Prudkovszkij. M.: Kohászat, 1968. -416s.

37. Dancsenko, V.N. Alakú csövek gyártása Szöveg./ V.N. Dancsenko,

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

39. Dnyesztrovszkij, N.Z. Színesfémek rajza Szöveg / N.Z. Dnyeszter. M.: Állam. sci.-tech. szerk. megvilágított. óra és szín szerint kohászat, 1954. - 270-es évek.

40. Dorokhov, A.I. A kerület megváltoztatása formázott csövek rajzolásakor Szöveg. / A.I. Dorokhov// Bul. tudományos és műszaki VNITI információ. M .: Metallurg kiadó, 1959. - 6-7. - P.89-94.

41. Dorokhov, A.I. A kezdeti munkadarab átmérőjének meghatározása téglalap, háromszög és hatszögletű csövek tüske nélküli húzásához és hengerléséhez Szöveg / A.I. Dorokhov, V.I. Shafir// Csövek gyártása / VNITI. M., 1969. - 21. szám. - S. 61-63.

42. Dorokhov, A.I. Axiális feszültségek alakos csövek húzása során tüske nélkül Szöveg./ A.I. Dorokhov // Tr. UkrNITI. M.: Metallugizdat, 1959. - 1. szám. - P.156-161.

43. Dorokhov, A.I. A hidegen alakított idomcsövek gyártásának kilátásai és a gyártásukhoz szükséges modern technológia alapja Szöveg / A.I. Dorokhov, V.I. Rebrin, A.P. Usenko// Gazdaságos típusú csövek: M.: Kohászat, 1982. -S. 31-36.

44. Dorokhov, A.I. Többállványos malmok hengereinek racionális kalibrálása téglalap alakú csövek gyártásához Szöveg./ A.I. Dorokhov, P.V. Savkin, A.B. Kolpakovsky //A csőgyártás műszaki fejlődése. M.: Kohászat, 1965.-S. 186-195.

45. Emelianenko, P.T. Csőhengerlés és csőprofil gyártás Szöveg. / P.T. Emelianenko, A.A. Sevcsenko, S.I. Boriszov. M.: Metallurgizdat, 1954.-496s.

46. ​​Ermanok, M.Z. Alumíniumötvözet panelek préselése. Moszkva: Kohászat. - 1974. -232p.

47. Ermanok, M.Z. A tüske nélküli húzás használata 1 "csövek előállításánál Szöveg. / M.Z. Ermanok. M .: Tsvetmetinformatsia, 1965. - 101p.

48. Ermanok, M.Z. A szövegrajz elméletének fejlesztése / M.Z. Ermanok // Színesfémek. -1986. 9. sz.- S. 81-83.

49. Ermanok, M.Z. Racionális technológia négyszögletes alumínium csövek gyártásához Szöveg. / M.Z. Ermanok M.Z., V.F. Kleymenov. Színesfémek. 1957. - 5. sz. - P.85-90.

50. Zykov, Yu.S. Az alakváltozások optimális aránya téglalap alakú profilok rajzolásakor Szöveg / Yu.S. Zykov, A.G. Vasziljev, A.A. Kochetkov // Színesfémek. 1981. - 11. sz. -46-47.o.

51. Zykov, Yu.S. A rajzcsatorna profiljának hatása a húzóerőre Text./Yu.S. Zykov//Egyetemek hírei. Vaskohászat. 1993. -№2. - P.27-29.

52. Zykov, Yu.S. A szerszám munkaterületének hosszirányú profiljának kombinált formájának tanulmányozása Text. / Yu.S. Zykov// Kohászat és kokszkémia: Fémek nyomásos kezelése. - Kijev: Technika, 1982. - 78. szám. 107-115.

53. Zykov, Yu.S. Optimális paraméterek téglalap alakú profilok rajzolásához Szöveg. / Yu.S. Zykov // Színes megallok. 1994. - 5. sz. - P.47-49. .

54. Zykov, Yu.S. A téglalap alakú profil rajzolási folyamatának optimális paraméterei Szöveg. / Yu.S. Zykov // Színesfémek. 1986. - 2. sz. - S. 71-74.

55. Zykov, Yu.S. Optimális húzási szögek a fém keményítéséhez Text./ Yu.S. Zykov.// Egyetemek hírei. 4M. 1990. - 4. sz. - P.27-29.

56. Iljusin, A.A. Műanyag. Első rész. Rugalmas-plasztikus alakváltozások / A.A. Iljushin. -M.: MGU, 2004. -376 p.

57. Kargin, V.R. Ellenfeszítésű vékonyfalú csövek tüske nélküli húzásának elemzése Szöveg./ V.R. Kargin, E.V. Shokova, B.V. Kargin // Vestnik SSAU. Samara: SSAU, 2003. - 1. sz. - P.82-85.

58. Kargin, V.R. Bevezetés a fémformázásba

59. Szöveg: tankönyv / V.R. Kargin, E.V. Shokov. Samara: SGAU, 2003. - 170p.

60. Kargin, V.R. Csavarcsövek rajza Szöveg./ V.R. Kargin // Színesfémek. -1989. 2. sz. - P.102-105.

61. Kargin, V.R. A mérnöki kísérlet alapjai: tankönyv / V.R. Kargin, V.M. Zaicev. Samara: SGAU, 2001. - 86p.

62. Kargin, V.R. Szerszámok számítása négyzet alakú profilok és csövek rajzolásához Szöveg./ V.R. Kargin, M. V. Fedorov, E. V. Shokova // Az Orosz Tudományos Akadémia Szamarai Tudományos Központjának közleményei. 2001. - 2. sz. - T.Z. - S.23 8-240.

63. Kargin, V.R. Csőfalvastagodás számítása tüske nélküli húzás során Szöveg./ V.R. Kargin, B.V. Kargin, E.V. Shokova// Üresgyártás a gépészetben. 2004. -№1. -44-46.o.

64. Kasatkin, N.I. Négyszögletű csövek profilozási folyamatának tanulmányozása Szöveg./ N.I. Kasatkin, T.N. Khonina, I.V. Komkova, M.P. Panova / Színesfémek alakítási folyamatainak tanulmányozása. - M.: Kohászat, 1974. szám. 44. - S. 107-111.

65. Kiricsenko, A.N. A kerület mentén állandó falvastagságú profilcsövek gyártására szolgáló különféle eljárások költséghatékonyságának elemzése Szöveg./ A.N. Kirichenko, A.I. Gubin, G.I. Denisova, N.K. Khudyakova// Gazdaságos típusú csövek. -M., 1982. -S. 31-36.

66. Kleimenov, V.F. Alumíniumötvözetből készült téglalap alakú csövek húzására szolgáló munkadarab kiválasztása és szerszám számítása Szöveg./ V.F. Kleimenov, R.I. Muratov, M.I. Erlich // Könnyű ötvözetek technológiája.-1979.- No. 6.- P.41-44.

67. Kolmogorov, V.L. Rajzeszköz Szöveg./ V.L. Kolmogorov, S.I. Orlov, V. Yu. Sevljakov. -M.: Kohászat, 1992. -144p.

68. Kolmogorov, B.JI. Feszültségek. Deformációk. Megsemmisítési szöveg./ B.JT. Kolmogorov. M.: Kohászat, 1970. - 229s.

69. Kolmogorov, B.JI. A rajzolás és préselés technológiai problémái: tankönyv / B.JI. Kolmogorov. - Sverdlovsk: UPI, 1976. - 10. szám. -81s.

70. Koppenfels, V. Konformális leképezések gyakorlata Szöveg. / V. Koppenfels, F. Shtalman. M.: IL, 1963. - 406s.

71. Koff, Z.A. Csövek hideghengerlése Szöveg. / PER. Koff, P.M. Soloveicchik, V.A. Aleshin és mások Sverdlovsk: Metallurgizdat, 1962. - 432p.

72. Krupman, Yu.G. A világ csőgyártásának jelenlegi állása Szöveg. / Yu.G. Kroopman, J1.C. Lyakhovetsky, O.A. Semenov. M.: Kohászat, 1992. -81s.

73. Levanov, A.N. Érintkezősúrlódás az OMD folyamatokban Szöveg. L.N. Leva-nov, V.L. Kolmagorov, S.L. Burkin és mások M .: Kohászat, 1976. - 416s.

74. Levitansky, M.D. Műszaki és gazdasági szabványok kiszámítása alumíniumötvözetből készült csövek és profilok személyi számítógépeken történő gyártásához Szöveg / M.D. Levitansky, E.B. Makovskaya, R.P. Nazarova // Színesfémek. -19.92. -#2. -10-11.o.

75. Lysov, M.N. Alkatrészgyártási folyamatok elmélete és számítása hajlítási módszerekkel Szöveg / M.N. Lysov M.: Mashinostroenie, 1966. - 236p.

76. Muskhelishvili, N.I. A rugalmasság matematikai elméletének néhány alapvető problémája Szöveg / N.I. Muskhelishvili. M.: Nauka, 1966. -707p.

77. Osadchy, V.Ya. Profilcsövek teljesítményparamétereinek vizsgálata matricákban és görgős kaliberekben Szöveg / V.Ya. Osadchiy, S.A. Stepantsov // Acél. -1970. -№8.-S.732.

78. Osadchy, V.Ya. A deformáció jellemzői téglalap alakú és változtatható keresztmetszetű csövek gyártása során Szöveg./ V.Ya. Osadchiy, S.A. Stepantsov // Acél. 1970. - 8. sz. - P.712.

79. Osadchy, V.Ya. Feszültségek és erők számítása csövek húzásakor Szöveg./

80. V.Ya. Osadchy, A.JI. Vorontsov, S.M. Karpov// Hengerelt termékek gyártása. 2001. - 10. sz. - P.8-12.

81. Osadchiy, S.I. Stressz-feszültség állapot profilalkotás közben Szöveg. / V.Ya. Osadchiy, S.A. Getia, S.A. Stepantsov // Egyetemek hírei. Vaskohászat. 1984. -№9. -66-69.o.

82. Parshin, Kr. e. A folyamatok szisztémás fejlesztésének alapjai és a cső hideghúzó malmai / B.C. Parshin. Krasznojarszk: Krasznojar Kiadó. un-ta, 1986. - 192p.

83. Parshin, Kr. e. Csövek hideghúzása Szöveg./ B.C. Parshin, A.A. Fotov, V.A. Aleshin. M.: Kohászat, 1979. - 240-es évek.

84. Perlin, I.L. A szöveg rajzolásának elmélete. / I.L. Perlin, M.Z. Yermanok. -M.: Kohászat, 1971.- 448s.

85. Perlin, P.I. Tartályok lapos ingotokhoz Szöveg./ P.I. Perlin, L.F. Tolchenova // Szo. tr. VNIImetmash. ONTI VNIImetmash, 1960. - 1. sz. -136-154.o.

86. Perlin, P.I. Módszer a tartályok kiszámítására lapos öntvényből történő préseléshez Szöveg. / P.I. Perlin // Gépészeti Értesítő 1959. - 5. sz. - P.57-58.

87. Popov, E.A. A lapbélyegzés elméletének alapjai Szöveg. /E.A. Popov. -M.: Mashinostroenie, 1977. 278s.

88. Potapov, I.N. A csőgyártás elmélete Szöveg / I.N. Potapov, A.P. Kolikov, V.M. Druyan és mások M .: Kohászat, 1991. - 406s.

89. Ravin, A.N. Alakító eszköz profilok préseléséhez és rajzolásához Szöveg./ A.N. Ravin, E.Sh. Sukhodrev, L.R. Dudetskaya, V.L. Shcherbanyuk - Minszk: Tudomány és technológia, 1988. 232p.

90. Rachtmayer, R.D. A határérték-problémák megoldásának különböző módszerei Szöveg./ R.D. Rachtmayer. M.: Mir, 1972. - 418s!

91. Savin, G.A. Csőrajz Szöveg./ G.A. Savin. M.: Kohászat, 1993.-336s.

92. Savin, G.N. Feszültségeloszlás lyukak közelében Szöveg./ G.N.

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

94. Segerlind, JI. FEM szöveg alkalmazása / JI. Segerlind. M.: Mir, 1977. - 349s.

95. Szmirnov-Aljajev, G.A. A plasztikus áramlás elméletének tengelyszimmetrikus problémája a csövek összenyomása, tágulása és húzása során Szöveg / G.A. Szmirnov-Aljajev, G.Ya. Gong // Izvesztyija vuzov. Vaskohászat. 1961. - 1. sz. - S. 87.

96. Storozhev, M.V. A fémalakítás elmélete / M.V. Storozhev, E.A. Popov. M.: Mashinostroenie, 1977. -432s.

97. Timosenko, S.P. Anyagszilárdság Szöveg./S.P. Timosenko - M.: Nauka, 1965. T. 1.2.-480-as évek.

98. Timosenko, S.P. Rugalmas rendszerek stabilitása Szöveg./S.P. Timosenko. M.: GITTL, 1955. - 568s.

99. Trusov, P.V. Hornyolt csövek profilozási folyamatának tanulmányozása Szöveg / P.V. Trusov, V. Yu. Stolbov, I.A. Kron//Fémek feldolgozása nyomással. - Sverdlovsk, 1981. 8. sz. - P.69-73.

100. Hooken, V. Csövek előkészítése húzásra, húzási módszerek és a húzáshoz használt eszközök Szöveg / V. Hooken // Csövek gyártása. Düsseldorf, 1975. Per. vele. M.: Metallurgizdat, 1980. - 286s.

101. Shevakin, Yu.F. Számítógépek a csövek gyártásához Szöveg. / Yu.F. Shevakin, A.M. Rytikov. M.: Kohászat, 1972. -240-es évek.

102. Shevakin Yu.F. Téglalap alakú csövek rajzolására szolgáló eszköz kalibrálása Szöveg. / Yu.F. Shevakin, N.I. Kasatkin// Színesfémek alakítási folyamatainak tanulmányozása. -M.: Kohászat, 1971. Szám. 34. sz. - P.140-145.

103. Shevakin Yu.F. Csőgyártás Szöveg./ Yu.F. Shevakin, A.Z. Gleyberg. M.: Kohászat, 1968. - 440-es évek.

104. Shevakin Yu.F. Csövek gyártása színesfémekből Szöveg / Yu.F. Shevakin, A.M. Rytikov, F.S. Seidaliev M.: Metallurgizdat, 1963. - 355p.

105. Shevakin, Yu.F., Rytikov A.M. Színesfémből készült csövek gyártásának hatékonyságának javítása Text./ Yu.F. Shevakin, A.M. Rytikov. M.: Kohászat, 1968.-240-es évek.

106. Shokova, E.V. Téglalap alakú csövek húzására szolgáló szerszám kalibrálása Szöveg. / E.V. Shokov // XIV. Tupolev olvasmányok: Nemzetközi Ifjúsági Tudományos Konferencia, Kazany Állami Egyetem. tech. un-t. Kazan, 2007. - 1. kötet. - S. 102103.

107. Shurupov, A.K., Freiberg, M.A. Gazdaságos profilú csövek gyártása Szöveg./A.K. Shurupov, M.A. Freiberg.-Sverdlovsk: Metallurgizdat, 1963-296s.

108. Jakovlev, V.V. Téglalap alakú csőrajz megnövekedett pontosság Szöveg./ V.V. Jakovlev, B.A. Smelnitsky, V.A. Balyavin és mások // Steel.-1981.-No. 6-S.58.

109. Jakovlev, V.V. Érintkezési feszültségek tüske nélküli csőhúzás során. Szöveg./ V.V. Jakovlev, V.V. Ostryakov // Szo: Varrat nélküli csövek gyártása. - M .: Kohászat, 1975. - 3. sz. - P. 108-112.

110. Yakovlev, V.V., Téglalap alakú csövek rajza mozgatható tüskére Szöveg / V.V. Jakovlev, V.A. Shurinov, V.A. Balyavin; VNITI. Dnyipropetrovszk, 1985. - 6s. - Dep. in Chermetinformation 1985.05.13., 2847. sz.

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

Kérjük, vegye figyelembe, hogy a fent bemutatott tudományos szövegeket felülvizsgálat céljából közzétesszük, és az eredeti disszertáció szövegfelismerésén (OCR) keresztül szerezzük be. Ezzel kapcsolatban a felismerési algoritmusok tökéletlenségével kapcsolatos hibákat tartalmazhatnak. Az általunk szállított szakdolgozatok és absztraktok PDF-fájljaiban nincsenek ilyen hibák.

Ilyashenko A.V. – a Szerkezetmechanikai Tanszék docense
Moszkvai Állami Építőipari Egyetem,
a műszaki tudományok kandidátusa

A kezdeti kihajlású, lokális kihajláson átesett összenyomott rugalmas vékonyfalú rudak teherbírásának vizsgálata a rúd csökkentett keresztmetszetének meghatározásához kapcsolódik. Az összenyomott nem ideális vékonyfalú rudak szuperkritikus szakaszában a feszültség-alakulási állapot vizsgálatára elfogadott főbb rendelkezéseket a munkák tartalmazzák. Ez a cikk a rudak szuperkritikus viselkedését tárgyalja, amelyek együttesen működő elemekből állnak - kezdeti veszteséggel rendelkező lemezekként, amelyek szimulálják a szög-, póló- és keresztprofilú polcok munkáját. Ezek az úgynevezett polclapok, amelyek egyik éle rugalmasan szorított, a másik szabadon (lásd az ábrát). A munkákban egy ilyen lemezt II. típusként emlegetnek.

Megállapítást nyert, hogy a rúd teherbírását jellemző szakítóterhelés jelentősen meghaladja a P cr (m) terhelést, amelynél a tökéletlen profil lokális kihajlása következik be. A -ban bemutatott grafikonokból látható, hogy a keresztmetszet kerülete mentén a hosszanti szálak alakváltozásai a szuperkritikus szakaszban rendkívül egyenlőtlenekké válnak. A bordáktól távol eső szálakban a kompressziós feszültségek a terhelés növekedésével, a határértékhez közeli terheléseknél pedig csökkennek, mivel ezeknek a szálaknak a kezdeti hajlítások miatti éles görbülete és az után kialakuló hosszirányú félhullámok egyre növekvő nyilai miatt. helyi veszteség stabilitás, húzóhúzódások jelennek meg és gyorsan nőnek.

A keresztmetszet ívelt hosszanti szálakkal ellátott szakaszai enyhítik a feszültséget, mintha kikapcsolnák a rúd munkáját, gyengítve a hatásos szakaszt és csökkentve annak merevségét. Tehát a vékonyfalú profil teherbírása nem korlátozódik a helyi kihajlásra. A keresztmetszet merevebb (kevésbé ívelt) szakaszai által érzékelt teljes terhelés jelentősen meghaladhatja a P cr (m) értékét.

Hatékony, csökkentett szakaszt kapunk, kivéve a profil nem működő szakaszait. Ehhez az Ф k (x, y) feszültségfüggvény kifejezését használjuk, amely a II. típusú k-edik lemez feszültségi állapotát írja le (lásd).

Térjünk át a σ kx szuperkritikus feszültségekre (a külső nyomóerő irányában), amelyeket a rúd legkedvezőtlenebb szakaszán határoznak meg (x=0). Írjuk le őket általános formában:

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

ahol az А km integrációs állandók (m=1,2,…,6) és a szerzett f kj (j=1,2) eltérítési összetevők nyilai a feloldó egyenletrendszer megoldásából vannak meghatározva. Ez az egyenletrendszer nemlineáris variációs egyenleteket és peremfeltételeket tartalmaz, amelyek leírják a nem ideális profillemezek együttes működését. Nyilak f koj (j=1,2,…,5) a k-edik lemez kezdeti lehajlásának komponenseit kísérletileg határozzuk meg minden profiltípushoz;
ℓ a lokális kihajlás során kialakuló félhullám hossza;
s a lemez szélessége;

β c,d = cs 2 + dℓ 2;

β c,d,j = cs 4 + dl 2 s 2 + gl 4 ;

c, d, j pozitív egész számok.

A tányérpolc (II. típus) csökkentett metszetének csökkentett vagy effektív szélességét s p-vel jelöljük. Ennek meghatározásához felírjuk a rúd tényleges keresztmetszetéről a redukáltra való átmenet feltételeit:

1. A hosszanti szálak feszültségei a lemez kezdeti felületén (y=0-nál) a bordával szomszédos (lásd az ábrát) ugyanazok maradnak, mint a nemlineáris elmélettel (1):

ahol F 2 kr =f 2 kr +2f k0r f kr .

A σ k2 =σ k max feszültség meghatározásához (1) be kell helyettesíteni a leginkább terhelt hosszanti szál ordinátáját, amely a következő feltételből adódik: ∂σ kx /∂y=0.

2. A nyomóerő irányában a redukált szakaszra való átmenet során a lemezben fellépő belső erők összege nem változik:

3. A belső erők nyomatéka a lemez síkjára merőleges kezdőlapon (y=0) átmenő tengelyhez képest változatlan marad:

Az ábrából nyilvánvaló, hogy

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

Felírjuk az s p lemez csökkentett szélességének meghatározására szolgáló egyenletrendszert. Ehhez az (1) és (5) helyeket (3) és (4) behelyettesítjük:

ahol α=πs/ℓ ; F kr,ξ =f kr f koξ +f kr f kξ +f kor f kξ ;
r, ξ pozitív egész számok.

Az így kapott (6) és (7) egyenletrendszer lehetővé teszi az összenyomott vékonyfalú, helyi kihajláson átesett rudat alkotó lemezek-polcok csökkentett szélességének s p meghatározását. Így a profil tényleges keresztmetszetét egy csökkentett keresztmetszet váltotta fel.

A javasolt technika elméleti és gyakorlati szempontból is hasznosnak tűnik összenyomott, előre ívelt vékonyfalú rudak teherbírásának számításakor, ahol az üzemi követelményeknek megfelelően helyi hullámképződés is megengedett.

Bibliográfiai lista

1. Ilyashenko A.V., Efimov I.B. Az összenyomott vékonyfalú rudak lokális kihajlása utáni feszültség-húzódási állapot, figyelembe véve a kezdeti kihajlást Stroitel'nye konstruktsii i materialy. Rozsdásodás elleni védelem. - Ufa: In-ta NIIpromstroy munkái, 1981. - P.110-119.
2. Ilyashenko A.V. Vékonyfalú póló-, szög- és keresztprofilok kiszámításához kezdeti dőléssel // Cölöpalapozás. - Ufa: Szo. tudományos tr. Niipromstroy, 1983. - S. 110-122.
3. Ilyashenko A.V., Efimov I.B. Hajlított lamellás elemekkel rendelkező vékonyfalú rudak kísérleti vizsgálata // Szervezés és gyártás építési munkák. - M .: Tsentr.Buro n.-t. A Minpromstroy információi, 1983.

DOKUMENTÁCIÓ A TÉMÁBAN:

Csőgyártás

1. A CSÖVEKRE VONATKOZÓ SZABÁLYOZÁSI DOKUMENTÁCIÓK KÉSZÍTMÉNYE ÉS KÖVETELMÉNYEI

1.1 Csőbeosztás

JSC "KresTrubZavod" az egyik legnagyobb csőtermékek gyártója hazánkban. Termékeit sikeresen értékesíti belföldön és külföldön egyaránt. Az üzemben gyártott termékek megfelelnek a hazai és külföldi szabványok követelményeinek. A nemzetközi minőségi tanúsítványokat olyan szervezetek adják ki, mint: az American Petroleum Institute (API), a német TUV tanúsító központ - Reiland.

A T-3 műhely a vállalkozás egyik fő műhelye, termékei megfelelnek a táblázatban bemutatott szabványoknak. 1.1.

1.1. táblázat – A gyártott csövek szabványai

Az üzletben szén-, ötvözött és erősen ötvözött acélminőségű csöveket gyártanak D=28-89mm átmérővel és S=2,5-13mm falvastagsággal.

A műhely alapvetően csövek, csövek gyártására specializálódott Általános rendeltetésűés a későbbi hidegfeldolgozásra szánt csövek.

Az előállított csövek mechanikai tulajdonságainak meg kell felelniük a táblázatban megadottaknak. 1.2.

1.2 A hatósági dokumentáció követelménye

A csövek gyártását a T-3 KresTrubZavod műhelyben különféle szabályozási dokumentumok szerint végzik, mint például a GOST, API, DIN, NFA, ASTM és mások. Vegye figyelembe a DIN 1629 követelményeit.

1.2.1 Választék

Ez a szabvány az ötvözetlen acélból készült varrat nélküli kerek csövekre vonatkozik. Kémiai összetétel A csövek gyártásához használt acélokat az 1.3. táblázat tartalmazza.

1.2. táblázat – A csövek mechanikai tulajdonságai

1.3. táblázat – Acélok kémiai összetétele

A szabvány szerint gyártott csöveket elsősorban különféle berendezésekben használják tartályok és csővezetékek gyártása során, valamint az általános gépészetben és műszergyártásban.

A csövek méreteit és maximális eltéréseit az 1.4. táblázat, az 1.5. és az 1.6. táblázat tartalmazza.

A cső hosszát a végei közötti távolság határozza meg. A csőhosszak típusait az 1.4. táblázat tartalmazza.

1.4. táblázat – Hossztípusok és hossztűrések

1.5. táblázat – Megengedett átmérő-eltérések

1.6. táblázat – Falvastagság-tűrések

A csövek lehetőleg kerekek legyenek. A kerekség eltérésének a külső átmérő tűrésein belül kell lennie.

A csöveknek egyenesnek kell lenniük a szemhez, szükség esetén speciális egyenességi követelmények állapíthatók meg.

A csöveket a cső tengelyére merőlegesen kell vágni, és sorjamentesnek kell lenniük.

A lineáris tömegek (súlyok) értékeit a DIN 2448 szabvány tartalmazza. Ezektől az értékektől a következő eltérések megengedettek:

egycsőre + 12% - 8%,

legalább 10 tonna súlyú szállítások esetén +10%–5%.

A DIN 1629 szabványnak megfelelő csövek szabványos jelölése a következőket jelzi:

Név (cső);

A DIN méretszabvány fő száma (DIN 2448);

A cső fő méretei (külső átmérő × falvastagság);

Műszaki szállítási feltételek fő száma (DIN 1629);

Az acélminőség rövidített neve.

Példa szimbólum St 37.0 acélból készült DIN 1629 szerinti csövek 33,7 mm külső átmérővel és 3,2 mm falvastagsággal:

Cső DIN 2448–33,7×3,2

DIN 1629-St 37.0.

1.2.2 Műszaki követelmények

A csöveket a szabvány követelményeinek megfelelően és az előírt módon jóváhagyott technológiai előírások szerint kell gyártani.

A külső és belső felület csöveket és csatlakozókat nem szabad befogni, mosogatókat, naplementéket, kötegeket, repedéseket és homokot.

A jelzett hibák lyukasztása és tisztítása megengedett, feltéve, hogy mélységük nem haladja meg a falvastagság mentén a határérték mínusz eltérést. A hibás helyek hegesztése, tömítése vagy tömítése nem megengedett.

Azokon a helyeken, ahol a falvastagság közvetlenül mérhető, a hibás helyek mélysége meghaladhatja a megadott értéket, feltéve, hogy betartják a minimális falvastagságot, amely a névleges csőfalvastagság és az erre vonatkozó maximális mínusz eltérés különbsége.

A gyártási módból eredően különálló kisebb horzsolások, horpadások, kockázatok, vékony vízkőréteg és egyéb hibák megengedettek, ha ezek a falvastagságot nem viszik túl a mínusz eltérés határain.

A mechanikai tulajdonságoknak (folyószilárdság, szakítószilárdság, szakadási nyúlás) meg kell felelniük az 1.7. táblázatban megadott értékeknek.

1.7. táblázat – Mechanikai tulajdonságok

1.2.3 Átvételi szabályok

A csöveket tételesen mutatják be átvételre.

A tételnek azonos névleges átmérőjű, azonos falvastagságú és szilárdsági csoportú, azonos típusú és kivitelű csövekből kell állnia, és egyetlen dokumentumnak kell kísérnie, amely igazolja, hogy minőségük megfelel a szabvány követelményeinek, és amely tartalmazza:

a gyártó neve;

Névleges csőátmérő és falvastagság milliméterben, csőhossz méterben;

csövek típusa;

Erősségi csoport, hőszám, kén és foszfor tömeghányada a tételben szereplő összes hőre;

Csőszámok (-tól -ig minden hőnél);

Vizsgálati eredmények;

Szabványos megnevezés.

Ellenőrzés megjelenés, a tétel minden csövének figyelembe kell venni a hibák méretét és a geometriai méreteket és paramétereket.

A kén és a foszfor tömeghányadát minden hőnél ellenőrizni kell. Más cég fémből készült csöveinél a kén és a foszfor tömeghányadát a fémgyártó minőségi dokumentumával kell igazolni.

A fém mechanikai tulajdonságainak ellenőrzésére minden hőből egy-egy csövet veszünk minden méretben.

Az ellapulás ellenőrzésére minden hőből egy csövet veszünk.

Minden csövet belső hidraulikus nyomással szivárgásvizsgálatnak kell alávetni.

Ha legalább az egyik indikátor esetében nem kielégítő vizsgálati eredményt kapunk, ismételt vizsgálatot kell végezni ugyanazon tételből származó kettős mintán. Az ismételt vizsgálat eredményei a teljes tételre vonatkoznak.

1.2.4 Vizsgálati módszerek

A csövek és csatlakozók külső és belső felületének ellenőrzése szemrevételezéssel történik.

A hibák mélységét fűrészeléssel vagy más módon egy-három helyen kell ellenőrizni.

A csövek és csatlakozók geometriai méreteinek és paramétereinek ellenőrzését univerzális mérőműszerekkel vagy a szükséges mérési pontosságot biztosító speciális eszközökkel kell elvégezni, az előírt módon jóváhagyott műszaki dokumentáció szerint.

A cső végének hajlítását az eltérítő nyíl mérete alapján határozzuk meg, és úgy számítjuk ki, hogy az elhajlási nyilat milliméterben elosztjuk a helytől mért távolsággal - a cső legközelebbi végéhez mért távolsággal. méter.

A csövek tömeg szerinti vizsgálatát a következő napon kell elvégezni speciális eszközök a szabvány követelményeinek megfelelő pontosságú méréshez.

A szakítópróbát a DIN 50 140 szerint rövid hosszanti próbatesteken kell elvégezni.

A fém mechanikai tulajdonságainak ellenőrzésére minden kiválasztott csőből egy-egy mintát kell vágni. A mintákat a cső mindkét végén olyan módszerrel kell levágni, amely nem okoz változást a fém szerkezetében és mechanikai tulajdonságaiban. A vizsgálógép bilincseivel megfogható minta végeit kiegyenesíteni lehet.

A hidraulikus nyomáspróba időtartama legalább 10 s. A vizsgálat során nem lehet szivárgást észlelni a csőfalban.

1.2.5 Jelölés, csomagolás, szállítás és tárolás

A csőjelölést a következő térfogatban kell elvégezni:

Minden csövet a végétől 0,4-0,6 m távolságra egyértelműen meg kell jelölni ütközéssel vagy recézéssel:

Cső száma;

a gyártó védjegye;

Kibocsátás hónapja és éve.

A jelölés helyét stabil világos festékkel karikázzuk vagy aláhúzzuk.

A jelölőtáblák magassága 5-8 mm legyen.

Nál nél mechanikus módon csövek jelölésére egy sorban lehet elhelyezni. Minden csövön megengedett a hőszám feltüntetése.

Az ütéssel vagy recézéssel történő jelölés mellett minden csövet stabil világos festékkel kell megjelölni:

Névleges csőátmérő milliméterben;

falvastagság milliméterben;

A végrehajtás típusa;

A gyártó neve vagy védjegye.

A jelölőtáblák magassága 20-50 mm legyen.

Minden jelölést a cső generatrixa mentén kell elhelyezni. A generatrixra merőleges jelölőjelek felhelyezése recézett módszerrel megengedett.

Egy autóba való berakodáskor csak egy tétel csövek lehetnek. A csöveket csomagokban szállítják, legalább két helyen szorosan megkötve. A csomag tömege nem haladhatja meg az 5 tonnát, és a fogyasztó kérésére - 3 tonnát Különböző tételű csőcsomagok szállítása egy autóban megengedett, feltéve, hogy külön vannak.

2. TECHNOLÓGIA ÉS BERENDEZÉS A CSŐGYÁRTÁSHOZ

2.1 A T-3 üzlet fő berendezéseinek leírása

2.1.1 A sétáló kandalló kemence (PSHP) leírása és rövid műszaki jellemzői

A T-3 üzlet járótűzhelyes kemencéje 90...120 mm átmérőjű, 3...10 m hosszúságú kerek tuskó melegítésére szolgál szén-, gyengén ötvözött és rozsdamentes acélból a TPA-n történő átszúrás előtt. -80.

A kemence a T-3 üzletben található, a második emeleten az A és B öblökben.

A kemence projektjét Szverdlovszk város Gipromez végezte 1984-ben. Az üzembe helyezésre 1986-ban került sor.

A kemence merev fémszerkezetű, belülről tűzálló és hőszigetelő anyagokkal bélelt. A kemence belső méretei: hosszúság - 28,87 m, szélesség - 10,556 m, magasság - 924 és 1330 mm, a kemence működési jellemzőit a 2.1. táblázat tartalmazza. A kemence alatt rögzített és mozgatható gerendák formájában készülnek, amelyek segítségével a munkadarabokat a kemencén keresztül szállítják. A gerendák hőszigetelő és tűzálló anyagokkal vannak bélelve, és speciális hőálló öntvénykészlettel keretezik. A gerendák felső része MK-90 mullit-korund masszából készült. A kemence teteje formázott tűzálló anyagokból függesztett és hőszigetelő anyaggal szigetelt. A kemence karbantartása és a technológiai folyamat lebonyolítása érdekében a falak munkaablakkal, betöltő ablakkal és fém kirakodó ablakkal vannak felszerelve. Minden ablak redőnnyel felszerelt. A kemence fűtése földgázzal történik, GR típusú égők (sugárégő) segítségével égetve alacsony nyomás) a trezorra telepítve. A kemence 5 termikus zónára van osztva, egyenként 12 égővel. Az égési levegőt két VM-18A-4 ventilátor látja el, amelyek közül az egyik tartalékként szolgál. A füstgázokat a kemence elején a tetőn elhelyezett füstgyűjtőn keresztül távolítják el. Ezen túlmenően a füstgázokat fém burkolatú kémények és égéstermékek rendszerén keresztül bocsátják ki a légkörbe két VGDN-19 füstelvezető segítségével. A kéményre hurkos kétirányú cső alakú 6 szekciós hurkos hőcserélő (CP-250) van felszerelve az égéshez szállított levegő felmelegítésére. A füstgáz hő teljesebb hasznosítása érdekében a füstelvezető rendszer egykamrás tüskés fűtőkemencével (PPO) van felszerelve.

A fűtött munkadarab kemencéből való kibocsátása egy belső vízhűtéses görgős asztal segítségével történik, melynek görgői hőálló fúvókával rendelkeznek.

A sütő ipari televíziós rendszerrel van felszerelve. Hangos kommunikáció biztosított a vezérlőpanelek és a műszerpanel között.

A kemence automata vezérlőrendszerrel van felszerelve termikus rezsim, automatikus biztonság, csomópontok a működési paraméterek figyelésére és a paraméterek normától való eltérésének jelzésére. A következő paraméterek automatikus szabályozás alatt állnak:

A kemence hőmérséklete minden zónában;

Gáz-levegő arány zónák szerint;

Gáznyomás a kemence előtt;

Nyomás a kemence munkaterében.

Az automatikus üzemmódok mellett távirányító is rendelkezésre áll. Az automatikus vezérlőrendszer a következőket tartalmazza:

A kemence hőmérséklete zónák szerint;

Hőmérséklet a kemence szélességében minden zónában;

A kemencéből kilépő gázok hőmérséklete;

A levegő hőmérséklete a hőcserélő után zónák szerint;

Füstgáz hőmérséklet a hőcserélő előtt;

A füst hőmérséklete a füstelvezető előtt;

Földgáz fogyasztás a kemence számára;

A kemence levegőfogyasztása;

Porszívózás a disznóban a füstelvezető előtt;

Gáznyomás a közös elosztóban;

Gáz- és levegőnyomás a zónakollektorokban;

A kemence nyomása.

A kemence földgázlezárással van ellátva fény- és hangriasztóval a zónakollektorok gáz- és légnyomásesése esetén.

2.1. táblázat – A kemence működési paraméterei

Földgáz fogyasztás a kemence számára (maximum) nm 3 / óra	5200
1 zóna	1560
2 zóna	1560
3 zóna	1040
4 zóna	520
5 zóna	520
Földgáznyomás (maximum), kPa előtt
sütő	10
égő	4
A kemence levegőfogyasztása (maximum) nm 3 / óra	52000
Légnyomás (maximum), kPa előtt
sütő	13,5
égő	8
Nyomás a kupola alatt, Pa	20
Fém fűtési hőmérséklet, °С (maximum)	1200...1270
Égéstermékek kémiai összetétele a 4. zónában, %
CO 2	10,2
Körülbelül 2	3,0
ÍGY	0
Az égéstermékek hőmérséklete a hőcserélő előtt, °C	560
A levegő fűtési hőmérséklete a hőcserélőben, °C	400-ig
Az üres lapok kiadásának aránya, mp	23,7...48
A kemence teljesítménye, t/h	10,6... 80

A vészhangos riasztás akkor is bekapcsol, ha:

Hőmérséklet-emelkedés a 4. és 5. zónában (t cp = 1400°C);

Emelkedő hőmérséklet füstgázok a hőcserélő előtt (t p = 850°С);

A füstgáz hőmérsékletének növelése a füstelvezető előtt (t cp =400°C);

Hűtővíz nyomásesés (p cf = 0,5 atm).

2.1.2 A vonal rövid műszaki jellemzői melegvágás

A munkadarab forró vágására szolgáló vonal arra szolgál, hogy egy fűtött rúddal az ollóba kerüljön, a munkadarabot a kívánt hosszúságra vágja, és eltávolítsa a vágott munkadarabot az ollókról.

A melegvágó vonal rövid műszaki leírását a 2.2. táblázat tartalmazza.

A melegvágó vonal berendezése magában foglalja magukat az ollókat (SKMZ kivitelek) a munkadarab vágásához, egy mozgatható ütközőt, egy szállító görgőasztalt, egy védőernyőt, amely megvédi a berendezést a PSHP kirakodó ablakából származó hősugárzástól. Az ollókat a fém hulladékmentes vágására tervezték, azonban ha bármilyen vészhelyzet következtében visszamaradó vágás keletkezik, akkor az olló közelében egy csúszda és egy doboz van felszerelve a gödörbe, az olló közelében. Mindenesetre a munkadarab melegvágó vonalának munkáját úgy kell megszervezni, hogy kizárja a levágások képződését.

2.2 táblázat - A melegvágó vonal rövid műszaki jellemzői

A vágandó rúd paraméterei
Hossz, m	4,0…10,0
Átmérő, mm	90,0…120,0
Maximális súly, kg	880
Nyersdarabok hossza, m	1,3...3.0
Rúd hőmérséklet, ОС	1200
Termelékenység, darab/óra	300
Szállítási sebesség, m/s	1
Menetállás, mm	2000
Videoklip
Hordó átmérő, mm	250
Hordó hossza, mm	210
Hengerlési átmérő, mm	195
Hengerosztás, mm	500
Vízfogyasztás vízhűtéses hengerenként, m 3 / h	1,6
Vízfogyasztás vízhűtéses hengerenként vízhűtéses tengelydobozokkal, m 3 / h	3,2
Vízfogyasztás a képernyőn, m 3 / h	1,6
Hangszint, dB, nem több	85

A rúd felmelegítése és kiadása után áthalad egy termosztáton (a munkadarab hosszában a hőmérsékletesés csökkentése érdekében), eléri a mozgatható ütközőt, és a kívánt hosszúságú munkadarabokra vágja. A vágás után a mozgóütközőt pneumatikus henger segítségével felemeljük, a munkadarabot a görgős asztalon szállítjuk. Miután áthaladt az ütközőn, leereszkedik munkahelyzetbe, és a vágási ciklus megismétlődik. A vízkő eltávolításához a görgős asztal görgői alól, forró vágóolló, vízkőmentesítő rendszer, a díszítések eltávolításához - csúszda és fogadódoboz. A forró vágósor görgős asztalának elhagyása után a tuskó belép a lyukasztómalom fogadó hengerasztalába.

2.1.3 A készülék és a műszaki jellemzők a fő ill segédeszközök piercing malom szakasz

A lyukasztó malom tömör munkadarab üreges hüvelybe történő átszúrására szolgál. A TPA-80-on egy 2 hengeres átszúró malom van felszerelve, hordó vagy csésze alakú tekercsekkel és vezetővonalakkal. Műszaki adatok piercing malom a 2.3. táblázatban látható.

A lyukasztómalom előtt vízhűtéses görgős asztal található, amely a munkadarabot a forró vágósorról fogadja és a központosítóba szállítja. A görgős asztal 14 egyedileg meghajtott vízhűtéses görgőből áll.

2.3 táblázat – A lyukasztó malom műszaki jellemzői

A varrandó munkadarab méretei:
Átmérő, mm	100…120
Hossz, mm	1200…3350
Ujj mérete:
Külső átmérő, mm	98…126
Falvastagság, mm	14…22
Hossz, mm	1800…6400
A főhajtás fordulatszáma, ford./perc	285…400
A váltóállvány áttételi aránya	3
Motorteljesítmény, kW	3200
Előtolási szög, °	0…14
Gördülési erő:
Maximum radiális, kN	784
Maximális axiális, kN	245
Maximális nyomaték a tekercsen, kNm	102,9
Munkahenger átmérő, mm	800…900
Nyomás csavar:
Maximális löket, mm	120
Menetsebesség, mm/s	2

A központosító szerszám egy 20…30 mm átmérőjű és 15…20 mm mélységű középmélyedés kiütésére szolgál egy felhevített munkadarab homlokfelületén, és egy pneumatikus henger, amelyben egy hegyes ütő csúszik.

A központosítás után a felfűtött tuskó bekerül a rostélyba, hogy ezt követően átkerüljön a lyukasztómalom elülső asztalának csúszdájába.

A lyukasztómalom elülső asztala úgy van kialakítva, hogy a rostélyon ​​legördülő felfűtött tuskót fogadja, a tuskó tengelyét a piercing tengelyéhez igazítsa és a szúrás közben tartsa.

A malom kimeneti oldalán a tüskrúd görgős központosítói vannak felszerelve, amelyek a rudat támasztják és központosítják, mind a szúrás előtt, mind a szúrás során, amikor nagy axiális erők hatnak rá és hosszirányú hajlítása lehetséges.

A központosítók mögött egy stacioner, nyitófejjel ellátott tolóerő-beállító szerkezet található, amely a rúdra ható axiális erők érzékelésére szolgál a tüskével, a tüske helyzetének beállítására a deformációs zónában és a hüvely átvezetésére a lyukasztómaron kívül.

2.1.4 A folyamatos malomszakasz fő- és segédberendezéseinek elrendezése és műszaki jellemzői

A folyamatos maró 92 mm átmérőjű és 3…8 mm falvastagságú durva csövek hengerelésére szolgál. A hengerlést egy hosszú, 19,5 m hosszú úszótüskén végezzük, A folyamatos malom rövid műszaki jellemzőit a 2.4. táblázat, a 2.5. táblázat tartalmazza. áttételi arányok megadva.

A hengerlés során a folyamatos malom a következőképpen működik: a hüvelyt a lyukasztómalom mögötti hengerasztal egy mobil megállóhelyre szállítja, majd leállítás után láncos szállítószalag segítségével a folyamatos malom előtti rostélyra, ill. visszagurult az adagolókarokra.

2.4 táblázat - A folyamatos malom rövid műszaki jellemzői

Név		Érték
A szívócső külső átmérője, mm		91,0…94,0
Durva csőfalvastagság, mm		3,5…8,0
A szívócső maximális hossza, m		30,0
Folyamatos maró tüskék átmérője, mm		74…83
Tüske hossza, m		19,5
Farkasok átmérője, mm		400
Tekercs hordó hossza, mm		230
A tekercs nyak átmérője, mm		220
Az állványok tengelyei közötti távolság, mm		850
A felső nyomócsavar lefutása új tekercsekkel, mm	Fel	8
	Lefele	15
Az alsó nyomású csavar menete új tekercsekkel, mm	Fel	20
	Lefele	10
Felső tekercs emelési sebessége, mm/s		0,24
A fő hajtómotorok forgási gyakorisága, fordulatszám		220…550

Ha a hüvelyen hibák vannak, a kezelő a blokkoló és a tolókarok manuális bekapcsolásával a zsebbe irányítja.

Leengedett adagolókarokkal a jó hüvely a csúszdába gördül, a szorítókarok rányomják, majd az állítógörgők segítségével egy tüskét helyeznek a hüvelybe. Amikor a tüske elülső vége eléri a hüvely elülső szélét, a szorító kiold, és a hüvelyt tológörgők segítségével egy folyamatos maróba állítják. Ugyanakkor a tüske és a hüvely húzógörgőinek forgási sebessége úgy van beállítva, hogy mire a karmantyút befogja a folyamatos maró első állványa, a tüske elülső vége megnyúlik. 2,5 ... 3 m-rel.

Folyamatos hengerlés után egy tüskés durva cső kerül a tüskelehúzóba, egy rövid műszaki jellemzőt a 2.6. táblázat mutat be. Ezt követően a csövet egy görgős asztal szállítja a hátsó végének vágási területére, és megközelíti az álló ütközőt a cső hátsó végének vágási szakaszában, megadják a POZK szakasz berendezésének műszaki jellemzőit. táblázatban 2.7. Az ütközés elérése után a csövet egy csavaros kilökővel a szintező görgőasztal előtti rácsra dobják. Ezt követően a cső legördül a rácson a kiegyenlítő görgős asztalra, megközelíti a vágás hosszát meghatározó ütközőt, és a kiegyenlítő görgős asztalról darabonként átkerül a kivezető görgőasztal előtti rácsra, míg a mozgás esetén a cső hátsó vége le van vágva.

A cső levágott végét egy hulladékszállító szállítja a műhelyen kívül található hulladékgyűjtőbe.

2.5. táblázat – Folyamatos maró hajtóművek áttételi aránya és motorteljesítmény

2.6. táblázat – A tüskés kivonó rövid műszaki jellemzői

2.7 táblázat - A cső hátsó végének vágási szakaszának rövid műszaki jellemzői

2.1.5 A redukciós malom és a hűtő szakaszának fő- és segédberendezéseinek működési elve

Ennek a szakasznak a berendezése a huzatcső indukciós fűtési rendszeren keresztül történő szállítására, redukciós malom hengerlésére, hűtésére és továbbszállítására szolgál a hidegvágó szakaszra.

A redukciós malom előtti huzatcsövek fűtése az INZ-9000/2.4 fűtőegységben történik, amely 6 fűtőblokkból (12 induktorból) áll, közvetlenül a redukciós malom előtt. A csövek egymás után, folyamatos áramlásban jutnak be az indukciós berendezésbe. A folyamatos malomból származó csövek átvételének hiányában (a hengerlés leállítása esetén) megengedett a lerakott "hideg" csövek egyenkénti beszállítása az indukciós berendezésbe. A beépítésben megadott csövek hossza nem haladhatja meg a 17,5 m-t.

Redukciós malom típusa - 24 állványos, 3 hengeres hengerek két felfekvési helyzetével és az állványok egyedi meghajtásával.

A redukáló malmon való hengerlés után a cső vagy a permetezőbe és a hűtőasztalba, vagy közvetlenül a malom hűtőasztalára kerül, a kész cső mechanikai tulajdonságaira vonatkozó követelményektől függően.

A permetező kialakítása és műszaki jellemzői, valamint a benne lévő csövek hűtésének paraméterei az OAO KresTrubZavod üzleti titkai, és ebben a munkában nem szerepelnek.

A 2.8. A fűtőberendezés műszaki jellemzőit a 2.9 táblázat mutatja be - a redukciós malom rövid műszaki jellemzői.

2.8 táblázat - Az INZ-9000 / 2.4 fűtési rendszer rövid műszaki jellemzői

2.1.6 Csövek hosszra vágására szolgáló berendezések

A T-3 műhelyben a csövek hosszra vágásához egy WVC 1600R típusú Wagner szakaszos vágófűrészt használnak, amelynek műszaki jellemzőit a táblázat tartalmazza. 2.10. KV6R típusú fűrészeket is használnak - műszaki jellemzők a 2.11 táblázatban.

2.9 táblázat - A redukciós malom rövid műszaki jellemzői

2.10. táblázat – A WVC 1600R fűrész műszaki jellemzői

Paraméter neve		Érték
Vágott csövek átmérője, mm		30…89
Vágott csomagok szélessége, mm		200…913
Vágott csövek falvastagsága, mm		2,5…9,0
Csőhossz vágás után, m		8,0…11,0
A vágandó csővégek hossza	Elöl, mm	250…2500
	Hátsó, mm
Fűrészlap átmérő, mm		1600
Fogak száma a fűrészlapon, db	Szegmens	456
	Karbid	220
Vágási sebesség, mm/perc		10…150
A fűrészlap minimális átmérője, mm		1560
Körfűrész támasztó előtolás, mm		5…1000
A csövek maximális szakítószilárdsága, N / mm 2		800

2.1.7 Csőegyengető berendezések

A megrendelés szerinti hosszra vágott csöveket egyengetésre küldjük. Az egyengetést a РВВ320х8 egyengetőgépeken végzik, amelyeket szén- és gyengén ötvözött acélminőségű csövek és rudak hideg állapotban történő kiegyenesítésére terveztek, 1 lineáris méterenként legfeljebb 10 mm kezdeti görbülettel. Az RVV 320x8 egyengetőgép műszaki jellemzőit a táblázat tartalmazza. 3.12.

2.11. táblázat – A KV6R fűrészmodell műszaki jellemzői

Paraméter neve	Érték
Egysoros csomag szélessége, mm	Nem több, mint 855
Munkadarab bilincs nyílásszélessége, mm	20-tól 90-ig
Haladjon a munkadarab-bilincs függőleges irányába, mm	Nem több, mint 275
Fűrészlap támasztólöket, mm	650
Fűrészlap előtolási sebesség (fokozatmentes) mm/perc	nem több, mint 800
A fűrészlap gyors hátrafelé mozgása, mm/perc	Nem több, mint 6500
Vágási sebesség, m/min	40; 15; 20; 30; 11,5; 23
A csőcsomag befogott hossza a bemeneti oldalon, mm	Legalább 250
A csőcsomag rögzítési hossza a nyomóoldalon, mm	Legalább 200
Fűrészlap átmérő, mm	1320
Szegmensek száma per fűrészlap, PCS	36
Fogak száma szegmensenként, db	10
Megmunkált csövek átmérője, mm	20-tól 90-ig

2.12 táblázat - Az RVV 320x8 egyengetőgép műszaki jellemzői

Paraméter neve		Érték
Kiegyenesített csövek átmérője, mm		25...120
Egyenesített csövek falvastagsága, mm		1,0...8,0
Kiegyenesített csövek hossza, m		3,0...10,0
A kiegyenesített csövek fémének folyáshatára, kgf / mm 2	Átmérő 25…90 mm	Legfeljebb 50
	Átmérő 90…120 mm	33-ig
Csőegyengetési sebesség, m/s		0,6...1,0
A hengertengelyek közötti osztás, mm		320
A tekercsek átmérője a nyakban, mm		260
Tekercsszám, db	Hajtott	4
	egyetlen	5
Gördülési szögek, °		45°...52°21'
A felső tekercsek legnagyobb ütése az alsók felső szélétől, mm		160
Hengerforgató hajtás	motor típusa	D-812
	Feszültség, V	440
	teljesítmény, kWt	70
	Forgási sebesség, rpm	520

2.2 A TPA-80 JSC "KresTrubZavod" csövek gyártásának meglévő technológiája

A műhelybe belépő rúd alakú munkadarabot a belső raktárban tárolják. Gyártásba helyezés előtt egy speciális állványon szelektív ellenőrzésnek vetik alá, és szükség esetén javítják. A tuskó-előkészítés helyén mérleget szereltek fel a gyártásba kerülő fém súlyának szabályozására. A raktárból származó nyersdarabokat elektromos felsődaru a kemence előtti rakodórácsra táplálja és a hengerlés ütemének és ütemének megfelelően járótűzhelyes fűtőkemencébe tölti.

A nyersdarabok lefektetésének sémájának betartását a fémültető vizuálisan végzi el. A munkadarabot egyenként töltik be a kemencébe, a mozgatható gerendák vezetőlemezeinek egy vagy több lépcsőjén keresztül, a hengerlés sebességétől és a vágás többszörösétől függően. Az acélminőség, hő- és csőméret megváltoztatásakor a szerelő az acélminőségeket szétválasztja, a következőképpen fűt: 5600-8000 mm-es tuskóhosszúságnál az első két rúd kemence szélessége mentén történő eltolásával választja el a hőeket; az acélminőségeket az első négy rúd a kemence szélessége mentén történő eltolásával választják el; 9000-9800 mm-es tuskóhosszúságnál az acélminőségek, hőek egymástól való elválasztása az ültetés során történik 8-10 lépésközzel, valamint a PSHP-be ültetett és kibocsátott tuskák számának számlálása, amelyek a PSHP fémfűtő és a forróvágó nyíróvágó vezérlése vezérlőpanelekkel történő ellenőrzéssel. TPA-80; a hengerelt csövek méretének változtatásakor (malom átrakodása) a fém beültetése a kemencébe "5-6 lépéssel" leáll, mielőtt a malom megállna, átrakodási megálláskor a fém "5-6 lépést hátralép" . A munkadarabok mozgását a kemencében három mozgatható gerenda végzi. A mozgási ciklus szüneteiben a mozgatható gerendák a kandalló szintjére kerülnek. A szükséges felfűtési időt a lépéses ciklusidő mérésével biztosítjuk. A túlnyomás a munkatérben 9,8 Pa és 29,4 Pa között legyen, légáramlási együttható =1,1 - 1,2.

Amikor különféle acélminőségű tuskót kemencében hevítenek, a hevítés időtartamát az a fém határozza meg, amelynek a kemencében a leghosszabb tartózkodási ideje van. A fém kiváló minőségű melegítését a munkadarabok egyenletes áthaladása biztosítja a kemence teljes hosszában. A fűtött munkadarabok a belső kirakodó görgős asztalra, illetve a melegvágó sorra kerülnek.

A munkadarabok állásidő alatti lehűlésének csökkentése érdekében a hengerasztalon termosztát található a felhevített munkadarabok ollóhoz szállításához, valamint lehetőség van a vágatlan munkadarab visszahelyezésére (fordítására) a kemencébe, és állásidőben történő megtalálására.

Működés közben a kemence forró leállása lehetséges. A kemence meleg leállítása a földgázellátás elzárása nélküli leállásnak minősül. A forró leállások során a kemence mozgatható gerendáit a rögzítettek szintjére állítják. A letöltési és feltöltési ablak bezárul. A levegő áramlási sebessége 1,1-1,2-ről 1,0:-1,1-re csökken az "üzemanyag-levegő" szabályozó segítségével. A kemence nyomása a kandalló szintjén pozitív lesz. Amikor a malom leáll: legfeljebb 15 percig - a zónák hőmérsékletét az alsó határértékre állítják, és a fémet két lépéssel „hátraléptetik”; 15 percről 30 percre - a III, IV, V zónák hőmérséklete 20-40 0 C-kal, az I, II zónában 30-60 0 C-kal csökken az alsó határtól; 30 perc felett - a hőmérséklet minden zónában 50-150 0 C-kal csökken az alsó határhoz képest, az állásidő időtartamától függően. Az üresek „hátralépnek” 10 lépést hátra. 2-5 órás állásidővel meg kell szabadítani a kemence IV és V zónáit az üres helyektől. Az I. és II. zónából származó blankok a zsebbe kerülnek. A fém kirakodását PU-1-es fémültetőgép végzi. Az V és IV zónában a hőmérséklet 1000-1050 0 C-ra csökken. 5 óránál hosszabb leállás esetén a teljes kemence fémmentessé válik. A hőmérséklet-emelést 20-30 0 C-kal lépésenként, 1,5-2,5 0 C/perc hőmérséklet-emelkedési sebességgel hajtjuk végre. Az alacsony hengerlési sebesség miatt a fém hevítési idejének növekedésével az I, II, III zónák hőmérséklete 60 0 C, 40 0 ​​C, 20 0 C-kal csökken az alsó határról. , valamint a IV, V zónák hőmérséklete az alsó határokon. Általánosságban elmondható, hogy a teljes egység stabil működése esetén a hőmérséklet a következőképpen oszlik meg a zónák között (2.13. táblázat).

Melegítés után a munkadarab belép a munkadarab forró vágási vonalába. A melegvágó sor felszerelése magában foglalja a munkadarab vágásához szükséges ollókat, egy mozgatható ütközőt, egy szállító görgőasztalt, egy védőernyőt, amely megvédi a berendezést a járótűzhely kemence kirakó ablakából származó hősugárzástól. A rúd felmelegítése és kiadása után áthalad a termosztáton, eléri a mozgatható ütközőt, és a kívánt hosszúságú darabokra vágja. A vágás után a mozgóütközőt pneumatikus henger segítségével felemeljük, a munkadarabot a görgős asztalon szállítjuk. Miután áthaladt az ütközőn, leereszkedik munkahelyzetbe, és a vágási ciklus folytatódik.

2.13. táblázat – Hőmérséklet-eloszlás a kemencében zónák szerint

A mért munkadarabot az ollók mögött görgős asztal továbbítja a központosítóhoz. A központosított munkadarabot az ejektor a lyukasztómalom előtti rostélyra juttatja, amely mentén a késleltetésre gördül, és amikor a kimeneti oldal készen van, átkerül a fedéllel lezárt csúszdába. A toló segítségével felemelt ütközővel a munkadarab a deformációs zónába kerül. A deformációs zónában a munkadarabot a rúd által tartott tüskén szúrják át. A rúd a tolóerő-állító szerkezet tolófejének üvegére támaszkodik, melynek nyitása nem teszi lehetővé a zárat. A rúd hosszirányú meghajlását a hengerlés során fellépő tengelyirányú erők miatt zárt központosítók akadályozzák meg, amelyek tengelyei párhuzamosak a rúd tengelyével.

Munkahelyzetben a görgőket egy pneumatikus henger fogja a rúd körül egy karrendszeren keresztül. Ahogy a hüvely elülső vége közeledik, a központosító görgők egymás után szétválnak. A munkadarab-szúrás befejezése után a pneumatikus hengerrel redukálják az első görgőket, amelyek elmozdítják a hüvelyt a tekercsekről úgy, hogy a rúdfogó karokkal befogható legyen, majd a zárat és az elülső fejet behajtják, a Az adagológörgők össze vannak hozva, és a hüvelyt megnövelt sebességgel a tolófej emelte ki a lyukasztómalom mögötti görgőasztalra.

A villogás után a hüvely a görgős asztal mentén a mobil megállóig kerül. Továbbá a hüvelyt egy láncos szállítószalag mozgatja a folyamatos malom bemeneti oldalára. A szállítószalag után a hüvely a ferde rács mentén gördül az adagolóhoz, amely a karmantyút a folyamatos malom bemeneti oldala előtt tartja. A ferde rács vezetői alatt egy zseb található a hibás patronok összegyűjtésére. A ferde rácsról a karmantyút a folytonos malom befogadó csúszdájába ejtjük szorítókkal. Ekkor egy hosszú tüskét helyeznek be a hüvelybe egy pár súrlódógörgő segítségével. Amikor a tüske elülső vége eléri a hüvely elülső végét, a karmantyú kioldódik, két pár húzógörgőt ráhelyeznek a hüvelyre, és a hüvelyt a tüskével egy folyamatos maróba állítják. Ugyanakkor a tüske húzógörgőinek és a hüvely húzógörgőinek forgási sebességét úgy számítjuk ki, hogy abban a pillanatban, amikor a karmantyút befogja a folyamatos maró első állványa, a karmantyú meghosszabbítása Ebben a tekintetben a tüskék húzógörgőinek lineáris sebessége 2,25-2,5-szer nagyobb legyen, mint a hüvely húzógörgőinek lineáris sebessége.

A tüskével ellátott hengerelt csöveket felváltva áthelyezik az egyik tüske tengelyére. A tüske feje áthalad az elszívó stabil nyugalmán, és a megfogóbetét befogja, a cső pedig az állandó támasztógyűrűbe. Amikor a lánc elmozdul, a tüske elhagyja a csövet, és belép a láncos szállítószalagra, amely egy dupla görgős asztalra szállítja, amely a tüskéket mindkét elszívóból a hűtőfürdőbe szállítja.

A tüske eltávolítása után a huzatcső belép a fűrészekbe, hogy levágja a hátsó, nyírt végét.

Indukciós melegítés után a csöveket huszonnégy háromhengeres állvánnyal ellátott redukciós malomba táplálják. A redukciós malomban a munkaállványok számát a hengerelt csövek méretétől függően határozzák meg (9-től 24-ig), az állványok kizárása, 22-től kezdve a csökkenő állványszámok irányába. A 23-as és 24-es lelátó minden gördülő programban részt vesz.

A hengerlés során a tekercseket folyamatosan vízzel hűtik. Ha a csöveket a hűtőasztal mentén mozgatja, az egyes láncszemek legfeljebb egy csövet tartalmazhatnak. A 37G2S acélminőségű "K" szilárdsági csoportba tartozó csövek gyártására szánt sertés melegen megmunkált csövek hengerelésekor a redukciós malom után a permetezőgépekben a csövek gyorsított, szabályozott hűtését hajtják végre.

A permetezőn áthaladó csövek sebességét a redukciós malom fordulatszámával stabilizálni kell. A fordulatszámok stabilizálását a kezelő végzi a kezelési utasításnak megfelelően.

A redukciót követően a csövek járógerendákkal bekerülnek az állványra szerelt hűtőasztalba, ahol lehűtik őket.

A hűtőasztalnál a csöveket egyrétegű zsákokba gyűjtik a végek levágásához és a hidegfűrészeken történő hosszra vágáshoz.

A kész csöveket a QCD ellenőrző asztalra szállítják, az ellenőrzést követően a csöveket csomagba kötik és a késztermék raktárba küldik.

2.3 Tervezési döntések indoklása

A PPC-re feszített csövek darabonkénti csökkentése esetén jelentős hosszirányú különbség lép fel a csövek végeinek falvastagságában. A csövek falvastagságának végső különbségének oka az axiális feszültségek instabilitása nem stacionárius alakváltozási módokban, amikor a malom munkaállványait fémmel töltik fel és oldják fel. A végszakaszok lényegesen kisebb hosszirányú húzófeszültségek mellett csökkennek, mint a cső fő (középső) része. A falvastagság növekedése a végszakaszok megengedett eltéréseit meghaladó mértékben szükségessé teszi a kész cső jelentős részének vágását

A TPA-80 JSC "KresTrubZavod" redukált csövek végvágására vonatkozó normákat a táblázat tartalmazza. 2.14.

2.14. táblázat – A csővégek vágására vonatkozó előírások a TPA-80 JSC "KresTrubZavod" készüléken

2.4 Tervezési döntések indoklása

A PPC-re feszített csövek darabonkénti csökkentése esetén jelentős hosszirányú különbség lép fel a csövek végeinek falvastagságában. A csövek falvastagságának végső különbségének oka az axiális feszültségek instabilitása nem stacionárius alakváltozási módokban, amikor a malom munkaállványait fémmel töltik fel és oldják fel. A végszakaszok lényegesen kisebb hosszirányú húzófeszültségek mellett csökkennek, mint a cső fő (középső) része. A falvastagság növekedése a végszakaszoknál, amely meghaladja a megengedett eltéréseket, szükségessé teszi a kész cső jelentős részének vágását.

A TPA-80 JSC "KresTrubZavod" redukált csövek végvágására vonatkozó normákat a táblázat tartalmazza. 2.15.

2.15. táblázat – A csővégek vágására vonatkozó előírások a TPA-80 JSC "KresTrubZavod" készüléken

ahol a PC a cső elülső vastagított vége; ZK - a cső hátsó vastagított vége.

A T-3 JSC "KresTrubZavod" üzletben a csövek megvastagodott végeiben évente körülbelül 3000 tonna fémveszteség. A vágott vastagított csővégek hosszának és súlyának 25%-os csökkentésével az éves profitnövekedés körülbelül 20 millió rubel lesz. Ezen túlmenően megtakarítható az egymásra rakott fűrészlapok, az elektromos áram stb. költségei.

Ezen túlmenően a rajzműhelyekhez való átalakító tuskó gyártása során lehetőség nyílik a csövek falvastagságának hosszirányú különbségének csökkentésére, a megtakarított fém pedig a falvastagság hosszirányú különbségének csökkentésével a gyártás volumenének további növelésére fordítható. melegen hengerelt és hidegen alakított csövek.

3. ALGORITMUSOK FEJLESZTÉSE A TPA-80 REDUCÍTÓMalom VEZÉRLÉSÉRE

3.1 A probléma állapota

A folyamatos csőhengerlő egységek a legígéretesebb nagy teljesítményű üzemek a megfelelő tartományba tartozó melegen hengerelt varrat nélküli csövek gyártására.

Az egységek összetétele magában foglalja a piercinget, a folyamatos tüskés és redukáló feszítőmarókat. A technológiai folyamat folyamatossága, az összes szállítási művelet automatizálása, a hengerelt csövek nagy hossza magas termelékenységet biztosít, jó minőségű csövek felületi és geometriai méretek szerint

Az elmúlt évtizedekben tovább folytatódott a folyamatos hengerléssel történő csőgyártás intenzív fejlesztése: építettek és üzembe helyeztek (""Olaszországban, Franciaországban, USA-ban, Argentínában), rekonstruáltak (Japánban) folyamatos hengerlőműhelyeket, új műhelyekhez berendezéseket szállítottak. (Kínában) kifejlesztették és műhelyek építésére irányuló projekteket hajtottak végre (Franciaországban, Kanadában, az USA-ban, Japánban, Mexikóban).

Az 1960-as években üzembe helyezett egységekhez képest az új malmok jelentős eltéréseket mutatnak: elsősorban olajvidéki csőtermékeket állítanak elő, ezért az üzletekben nagy részeket építenek ki e csövek befejezésére, beleértve a felborító berendezéseket is.végek, hőkezelés, csővágás, tengelykapcsoló gyártás stb.; a csőméretek skálája jelentősen bővült: a maximális átmérő 168-ról 340 mm-re, a falvastagság - 16-ról 30 mm-re nőtt, ami az állítható sebességgel mozgó hosszú tüskén való hengerlési folyamat fejlődésének köszönhetően vált lehetővé úszó helyett folyamatos malmokon. Az új csőhengerlő egységek folyamatosan öntött tuskót (szögletes és kör alakú) használnak, ami jelentős javulást biztosított munkájuk műszaki-gazdasági teljesítményében.

A gyűrű alakú kemencéket (TPA 48-340, Olaszország) még mindig széles körben használják a tuskó melegítésére, ezzel együtt a járótüzelésű kemencéket (TPA 27-127, Franciaország, TPA 33-194, Japán) használják. Minden esetben egy nagy egységkapacitású (250 t/h kapacitásig) kemence beépítésével biztosítható egy modern egység magas termelékenysége. A sétálósugaras kemencék a csövek redukció (kalibrálás) előtti melegítésére szolgálnak.

A hüvelyek gyártásának fő malomja továbbra is egy kéthengeres csigás hengermű, amelynek kialakítását például a rögzített vonalzók hajtott vezetőtárcsákra cserélésével fejlesztik. Négyzet alakú tuskó alkalmazása esetén a műszaki vonalon a csigás hengerművet vagy préshengermű (Olaszországban TPA 48-340, Japánban TPA 33-194), vagy élkalibráló malom és mélyközpontosító előzi meg. sajtó (TPA 60-245, Franciaország).

Az egyik fő irány további fejlődés A folyamatos hengerlés módszere a hengerlési folyamat során szabályozott sebességgel mozgó tüskék alkalmazása a lebegő helyett. Egy speciális mechanizmussal, amely 1600-3500 kN tartóerőt fejleszt ki, a tüskét egy bizonyos sebességre állítják (0,3-2,0 m/s), amelyet vagy addig tartanak, amíg a csövet a hengerlés során teljesen eltávolítják a tüskéről (visszatartott tüske). ), vagy egy bizonyos pillanatig, ahonnan a referencia lebegő (részben tartott tüske)ként mozog. Ezen módszerek mindegyike alkalmazható bizonyos átmérőjű csövek gyártásához. Tehát a kis átmérőjű csövek esetében a fő módszer egy lebegő tüskén való hengerlés, közepes (200 mm-ig) - részben tartott tüskén, nagy (340 mm-ig és nagyobb) - tartott tüskén.

Az állítható sebességgel mozgó (tartott, részben tartott) tüskék folyamatos marógépeken történő alkalmazása a lebegő helyett jelentős választékbővítést, csövek hossznövekedést és pontosságuk növelését eredményezi. Az egyéni konstruktív megoldások érdekesek; például egy átszúró maró rúd használata egy folyamatos malom részben visszatartott tüskéjeként (TPA 27-127, Franciaország), a tüske állomáson kívüli behelyezése a hüvelybe (TPA 33-194, Japán).

Az új egységeket modern redukáló- és méretező malmokkal szerelték fel, és ezek közül a malmokat használják leggyakrabban. A hűtőasztalokat úgy tervezték, hogy a csöveket csökkentés után előzetes vágás nélkül fogadják.

Megbecsülve a modern általános állapot a csőmalmok automatizálása, a következő jellemzők figyelhetők meg.

A hengerelt termékek és szerszámok egységen keresztüli mozgásával kapcsolatos szállítási műveletek teljesen automatizáltak hagyományos helyi (főleg érintésmentes) automatizálási eszközökkel. Az ilyen eszközök alapján lehetővé vált nagy teljesítményű, folyamatos és diszkrét-folyamatos technológiai folyamattal rendelkező egységek bevezetése.

Valójában a technológiai folyamatok, sőt az egyes műveletek a csőgyárakon eddig nyilvánvalóan nem automatizáltak, és ezen a részen az automatizálási szintjük észrevehetően alacsonyabb, mint például a folyamatos lemezmalmok területén. Ha a vezérlő számítógépek (CCM) használata a lemezgyárakban gyakorlatilag széles körben elismert normává vált, akkor a csőgyárak esetében még mindig ritka a példa Oroszországban, bár jelenleg a folyamatirányító rendszerek és az automatizált vezérlőrendszerek fejlesztése és megvalósítása normává vált. külföldön. Hazánkban ez idáig számos csőgyártó üzemben főként az automatizált folyamatirányítás egyes alrendszereinek ipari megvalósítására van példa félvezető logikai és számítástechnikai elemek felhasználásával készült speciális eszközökkel.

Ez az állapot elsősorban két tényezőre vezethető vissza. Egyrészt egészen a közelmúltig a minőségi és mindenekelőtt a csövek méretstabilitási követelményei viszonylag teljesültek. egyszerű eszközökkel(különösen a malomberendezések ésszerű tervezése). Ezek a feltételek nem ösztönöztek tökéletesebb és természetesen bonyolultabb fejlesztéseket, például viszonylag drága és nem mindig kellően megbízható CCM-eket. Másrészt az automatizálás speciális, nem szabványos műszaki eszközeinek alkalmazása csak egyszerűbb és kevésbé hatékony feladatok elvégzésére bizonyult lehetségesnek, miközben a fejlesztés és a gyártás jelentős időt és pénzt igényelt, ami nem járult hozzá a terület előrehaladásához. megfontolás alatt.

A csőgyártással szemben támasztott növekvő modern követelményeket, így a csövek minőségét is, azonban a hagyományos megoldások nem tudják kielégíteni. Ezen túlmenően, amint azt a gyakorlat mutatja, az e követelmények teljesítésére irányuló erőfeszítések jelentős része az automatizálásra esik, és jelenleg a csőhengerlés során ezeket az üzemmódokat automatikusan módosítani kell.

Az elektromos hajtások vezérlése és az automatizálás különféle technikai eszközei terén elért modern fejlemények, elsősorban a miniszámítógépek és a mikroprocesszoros technológia területén, lehetővé teszik a csőmalmok és egységek automatizálásának radikális fejlesztését, a különféle gyártási és gazdasági korlátok leküzdését.

Az automatizálás korszerű technikai eszközeinek alkalmazása magában foglalja a feladatok helyességével és a megoldási módok megválasztásával szemben támasztott követelmények egyidejű növekedését, különös tekintettel a technológiai folyamatok leghatékonyabb befolyásolási módjának megválasztására. A csőgyárak automatizálására szolgáló meglévő leghatékonyabb műszaki megoldások elemzése megkönnyíti.

A folyamatos csőhengerlési egységek, mint automatizálási objektumok vizsgálatai azt mutatják, hogy jelentős tartalékok állnak rendelkezésre műszaki-gazdasági mutatóik további javítására a csőhengerlés technológiai folyamatának automatizálásával ezeken az egységeken.

Folyamatos hengerléssel, hosszú úszótüskén végzett hengerléskor a falvastagság véghossz-különbsége is indukálódik. A huzatcsövek hátsó végének falvastagsága 0,2-0,3 mm-rel nagyobb, mint a középső. A megvastagodott falú hátsó vég hossza 2-3 állásköz. A fal megvastagodását az átmérő növekedése kíséri a cső hátsó végétől egy interstand-rés által elválasztott területen. Az átmeneti viszonyok miatt az elülső végek falvastagsága 0,05-0,1 mm-rel kisebb, mint a középső Feszítéssel történő hengerléskor a csövek elülső végeinek falai is megvastagodnak. A durva csövek vastagságának hosszirányú változása megmarad a későbbi redukció során, és a kész csövek hátsó levágott megvastagodott végei hosszának növekedéséhez vezet.

A redukciós nyújtómalomban történő hengerlésnél a csövek végeinek fala megvastagszik az állandósult állapothoz képesti feszültségcsökkenés miatt, ami csak a malom 3-4 állványának feltöltésekor következik be. A tűréshatáron túl vastagodott falú csövek végeit levágják, és az ehhez kapcsolódó fémhulladék határozza meg a teljes fogyasztási együttható fő részét az egységen.

A csövek hosszirányú változásának általános jellege a folyamatos malom után szinte teljesen átkerül a kész csövekre. Ezt megerősítik a 109 x 4,07 - 60 mm méretű csövek hengerlésének eredményei, öt feszítési módban a YuTZ 30-102 telepítés redukáló malmon. A kísérlet során minden sebességüzemmódban 10 csövet választottunk ki, melyek végszakaszait 10 darab 250 mm hosszú részre vágtuk, középről pedig három elágazó csövet vágtunk le, amelyek 10, 20 és 30 m távolságra helyezkedtek el elülső vége. A falvastagság készüléken történő mérése, a vastagságkülönbség diagramok megfejtése és az adatok átlagolása után grafikus függőségeket ábrázoltunk, az ábra mutatja. 54 .

Így a csövek teljes falvastagságának megjelölt összetevői jelentős hatást gyakorolnak a folytonos egységek műszaki és gazdasági teljesítményére, összefüggenek a folyamatos és redukciós malmok hengerlési folyamatainak fizikai jellemzőivel, és csak azáltal küszöbölhetők ki, vagy jelentősen csökkenthetők. speciális automata rendszerek, amelyek a folyamat során megváltoztatják a malom beállítását.csőhengerlés. A falvastagság-különbség ezen összetevőinek természetes jellege lehetővé teszi a programvezérlési elv alkalmazását az ilyen rendszerek alapjaiban.

Mások ismertek műszaki megoldások A redukció során a véghulladék csökkentésének feladatai automata vezérlőrendszerek segítségével a csövek hengerlésének folyamatához redukálómalomban, az állványok egyedi meghajtásával (1602181 számú német és 1274698 számú brit szabadalom). A csövek elülső és hátsó végének gördülése során a hengerek sebességének változása miatt további feszítőerők jönnek létre, ami a falvastagság végső hosszirányú különbségének csökkenéséhez vezet. Bizonyítékok vannak arra vonatkozóan, hogy a redukciós malom főhajtásai sebességének programozott korrekciójára szolgáló ilyen rendszerek hét külföldi csőhengerlő egységben működnek, köztük két, a németországi Mülheimben működő, folyamatos hengerművel rendelkező egységben. Az egységeket a Mannesmann (Németország) szállította.

A második egység 1972-ben indult, és egy 28 állványos redukciós malmot tartalmaz, egyedi hajtásokkal, sebességkorrekciós rendszerrel. A sebességváltozásokat a csővégek áthaladása során az első tíz állványon lépésenként hajtják végre, az üzemi sebesség értékének kiegészítéseként. A sebesség maximális változása az 1. számú állványon, a minimális sebesség a 10. számú állványon történik. A malomban lévő csővégek helyzetének érzékelőjeként fotoreléket használnak, amelyek a sebesség változtatására adnak parancsot. Az elfogadott sebességkorrekciós séma szerint az első tíz állvány egyes hajtásai anti-párhuzamos irányváltási séma szerint, a következő állványok - nem irányváltó séma szerint kerülnek ellátásra. Megjegyzendő, hogy a redukáló malom hajtásainak fordulatszámának korrekciója lehetővé teszi az egység hozamának 2,5%-os növelését vegyes gyártási programmal. Az átmérőcsökkentés mértékének növekedésével ez a hatás növekszik.

Hasonló információk állnak rendelkezésre egy huszonnyolc állványos redukciós malom sebességkorrekciós rendszerrel való felszereléséről Spanyolországban. A sebesség változtatásokat az első 12 lelátón hajtják végre. Ebben a tekintetben is vannak különféle sémák meghajtó tápegység.

Megjegyzendő, hogy a redukciós malmok folyamatos csőhengerlő egységek részeként sebességkorrekciós rendszerrel történő felszerelése nem oldja meg teljesen a redukció során keletkező véghulladék csökkentésének problémáját. Az ilyen rendszerek hatékonyságának csökkennie kell az átmérőcsökkentés mértékének csökkenésével.

A programozott folyamatirányító rendszerek a legkönnyebben megvalósíthatók, és nagy gazdasági hatást fejtenek ki. Segítségükkel azonban a csőméretek pontosságának javítása csak a három összetevő egyikének - a falvastagság hosszirányú különbségének - csökkentésével lehetséges. A tanulmányok azt mutatják, hogy a kész csövek falvastagságának teljes változásában a fő fajsúly ​​(kb. 50%) a keresztirányú falvastagság-különbségre esik. Az átlagos csőfalvastagság ingadozása tételenként a teljes eltérés körülbelül 20%-a.

A keresztirányú falváltozás csökkentése jelenleg csak az egység részét képező malmok csőhengerlési technológiai folyamatának fejlesztésével lehetséges. Nem ismertek példák az automata rendszerek ilyen célú felhasználására.

Az átlagos csőfalvastagság tételenkénti stabilizálása mind a hengerlési technológia, mind az állványok kialakítása és az elektromos hajtás fejlesztésével, mind az automatikus folyamatirányító rendszerek alkalmazásával lehetséges. A csőfalvastagságok terjedésének csökkentése egy tételben jelentősen növelheti az egységek termelékenységét és csökkentheti a fémfelhasználást a hengerlés miatt a mínusz tűrések mezőjében.

A szoftverrendszerekkel ellentétben az átlagos csőfalvastagság stabilizálására tervezett rendszereknek érzékelőket kell tartalmazniuk a csövek geometriai méreteinek szabályozására.

Ismertek műszaki javaslatok a redukciós malmok felszerelésére a csőfalvastagság automatikus stabilizáló rendszereivel. A rendszerek felépítése nem függ az egység típusától, amely redukciós malmot tartalmaz.

A folyamatos és redukciós malmok csőhengerlésének folyamatához vezérlőrendszer-komplexum, amely a redukció során keletkező véghulladék csökkentésére és a csövek pontosságának növelésére a falvastagság hosszirányú különbségének és az átlagos falvastagságok terjedésének csökkentésével alkotja a folyamatszabályozást. az egység rendszere.

A számítógépek használatát a gyártás vezérlésére és a csőhengerlés technológiai folyamatának automatizálására először a mulheimi 26-114 számú folyamatos csőhengerlő üzemben valósították meg.

Az egység 26-114 mm átmérőjű, 2,6-12,5 mm falvastagságú csövek gördülésére szolgál. Az egység tartalmaz egy gyűrűs kemencét, két lyukasztó malmot, egy 9 állványos folyamatos malmot és egy 24 állásos redukciós malmot, amelyet egyedileg 200 kW-os motorok hajtanak meg.

Az 1972-ben elindított második mulheimi, folyamatos üzemű malom egy nagyobb teljesítményű számítógéppel van felszerelve, amely kiterjedtebb funkciókhoz van hozzárendelve. Az egység legfeljebb 139 mm átmérőjű, legfeljebb 20 mm falvastagságú csövek hengerelésére szolgál, és egy lyukasztómalomból, egy nyolcállványos folyamatos maróból és egy huszonnyolc állványos redukálómalomból áll, egyedi meghajtással. .

Az 1969-ben indult nagy-britanniai folyamatos csőhengergyártó üzem számítógéppel is fel van szerelve, amely az üzem rakodásának megtervezésére szolgál, és információs rendszerként folyamatosan figyeli a hengerelt termékek és szerszámok paramétereit. A csövek és nyersdarabok minőség-ellenőrzését, valamint a malombeállítások pontosságát a technológiai folyamat minden szakaszában elvégzik. Az egyes malmok információit egy számítógépre küldik feldolgozásra, majd a malomnak továbbítják működési irányításra.

Egyszóval sok ország próbálja megoldani a hengerlési folyamatok automatizálásának problémáit, pl. és a miénk. A folyamatos malmok vezérlésének matematikai modelljének kidolgozásához ismerni kell a megadott technológiai paraméterek hatását a kész csövek pontosságára, ehhez figyelembe kell venni a folyamatos hengerlés jellemzőit.

A feszített csövek redukálásának sajátossága a jobb termékminőség a kisebb keresztirányú falkülönbség kialakulása miatt, ellentétben a feszítés nélküli hengerléssel, valamint a kis átmérőjű csövek beszerzésének lehetősége. A darabonkénti hengerléssel azonban a falvastagság megnövekedett hosszirányú változása figyelhető meg a csövek végein. A feszültségcsökkentés során megvastagodott végek alakulnak ki, mivel a cső elülső és hátsó vége nem éri el a teljes feszültséget a malmon való áthaladás során.

A feszültséget a csőben lévő húzófeszültség jellemzi (x). A legteljesebb jellemző a képlékeny feszültség együtthatója, amely a cső hosszirányú húzófeszültségének és az állványban lévő fém deformációval szembeni ellenállásának aránya.

A redukciós malmot jellemzően úgy állítják be, hogy a középső állványok képlékeny feszültségi együtthatója egyenletesen oszlik el. A feszültség emelkedik és csökken az első és az utolsó lelátón.

A redukciós folyamat intenzívebbé tételéhez és a vékonyfalú csövek előállításához fontos ismerni a redukciós malomban létrehozható maximális feszültséget. Maximális érték a plasztikus feszültség együtthatóját a malomban (z max) két tényező korlátozza: a hengerek húzóképessége és a csőtörés körülményei a malomban. A kutatás eredményeként megállapították, hogy a malomban a cső teljes 50-55%-os csökkentésével a z max értékét a hengerek húzóképessége korlátozza.

A T-3 műhely az EF VNIPI "Tyazhpromelektroproekt"-vel és az "ASK" vállalattal együtt létrehozta az ACS-TP rendszer alapját a TPA-80 egységen. Jelenleg ennek a rendszernek a következő összetevői működnek: UZN-N, UZN-R, ETHERNET kommunikációs vonal, minden AWP.

3.2 A gördülőasztal számítása

A technológiai folyamat kialakításának alapelve a modern berendezésekben, hogy egy folyamatos malomra azonos állandó átmérőjű csöveket állítsunk elő, ami lehetővé teszi a szintén állandó átmérőjű tuskó és karmantyú alkalmazását. A kívánt átmérőjű csövek beszerzését redukció biztosítja. Egy ilyen munkarendszer nagyban megkönnyíti és leegyszerűsíti a malmok beállítását, csökkenti a szerszámkészletet, és ami a legfontosabb, lehetővé teszi a teljes egység magas termelékenységének fenntartását még minimális (csökkentés utáni) átmérőjű csövek hengerelésekor is.

A gördülőtáblát a gördülési előrehaladás függvényében számítjuk ki a pontban leírt módszer szerint. A cső külső átmérőjét a redukció után az utolsó tekercspár méretei határozzák meg.

D p 3 \u003d (1.010..1.015) * D o \u003d 1.01 * 33.7 \u003d 34 mm

ahol D p a kész cső átmérője a redukciós malom után.

A falvastagságnak a folytonos és redukciós malmok után meg kell egyeznie a kész cső falvastagságával, pl. S n \u003d Sp \u003d S o \u003d 3,2 mm.

Mivel a folyamatos marás után azonos átmérőjű cső jön ki, D n \u003d 94 mm-t veszünk. Folyamatos malomban a hengerek kalibrálása biztosítja, hogy az utolsó hengerpárban a cső belső átmérője 1-2 mm-rel nagyobb legyen, mint a tüske átmérője, így a tüske átmérője egyenlő lesz:

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

A tüskék átmérőjét 85 mm-nek vesszük.

A hüvely belső átmérőjének biztosítania kell a tüske szabad behelyezését, és 5-10 mm-rel nagyobbnak kell lennie, mint a tüske átmérője

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

Elfogadjuk a hüvely falát:

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

A hüvelyek külső átmérőjét a belső átmérő és a falvastagság értéke alapján határozzuk meg:

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

A felhasznált munkadarab átmérője D h =120 mm.

A lyukasztómalom tüskéjének átmérőjét a hengerlés mértékének figyelembevételével választják ki, azaz a hüvely belső átmérőjének emelkedése, amely a belső átmérő 3-7%-a:

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

A lyukasztó, folyamatos és redukciós malmok húzási együtthatóit a következő képletek határozzák meg:

,

A teljes húzási arány:

Hasonló módon számítottuk ki a 48,3×4,0 mm és 60,3×5,0 mm méretű csövek gördülőasztalát.

A gördülő táblázat a táblázatban látható. 3.1.

3.1. táblázat – TPA-80 gördülőasztal

Kész csövek mérete, mm		Munkadarab átmérő, mm	Piercing malom				Folyamatos malom				redukciós malom				Teljes nyúlási arány
Külső átmérő	falvastagság		Ujjméret, mm		Tüske átmérő, mm	Rajzolási arány	Csőméretek, mm		Tüske átmérő, mm	Rajzolási arány	Csőméret, mm		Állványok száma	Rajzolási arány
			Átmérő	falvastagság			Átmérő	falvastagság			Átmérő	falvastagság
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 A redukciós hengerek kalibrációjának kiszámítása

A hengerek kalibrálása fontos része a malom működési módjának kiszámításának. Ez nagymértékben meghatározza a csövek minőségét, a szerszám élettartamát, a terheléseloszlást a munkaállványokban és a hajtásban.

A tekercskalibrálás számítása a következőket tartalmazza:

a) a részleges alakváltozások eloszlása ​​a malom állványaiban és a kaliberek átlagos átmérőjének kiszámítása;

b) a tekercsek kalibereinek méreteinek meghatározása.

3.3.1 Részleges feszültségeloszlás

A redukciós malom állományai a részleges alakváltozások változásának jellege szerint három csoportba oszthatók: a malom elején lévő fej, amelyben a redukciók hengerlés közben intenzíven növekednek; kalibrálás (a malom végén), amelyben az alakváltozásokat minimális értékre csökkentjük, és a köztük lévő állványcsoportot (középen), amelyekben a részleges alakváltozások maximálisak vagy közel vannak hozzájuk.

Feszített csövek hengerelésekor a részleges alakváltozások értékeit a csőprofil stabilitási állapota alapján veszik olyan plasztikus feszültségértéken, amely biztosítja egy adott méretű cső előállítását.

A teljes képlékeny feszültség együtthatója a következő képlettel határozható meg:

,

hol vannak az axiális és tangenciális alakzatok logaritmikus formában; T a háromhengeres kaliber esetén a képlet által meghatározott érték

T= ,

ahol (S/D) cp a falvastagság és az átmérő átlagos aránya a cső malomban bekövetkezett deformációja alatt; k-tényező a cső vastagságának mértékének változását figyelembe véve.

,

,

ahol m a cső teljes alakváltozásának értéke az átmérő mentén.

.

,

.

A kritikus részleges redukció értéke ilyen plasztikus feszültségi együttható mellett a szerint a második állományban elérheti a 6%-ot, a harmadikban a 7,5%-ot, a negyedikben a 10%-ot. Az első ketrecben 2,5-3% tartományban ajánlott bevinni. A stabil fogás biztosítása érdekében azonban a kompresszió mértéke általában csökken.

A malom előkészítő és befejező állványaiban a csökkentés is csökken, de a hengerek terhelésének csökkentése és a kész csövek pontosságának javítása érdekében. A méretezési csoport utolsó állványában a csökkenést nullának vesszük, az utolsó előtti egyet - 0,2-ig a középső csoport utolsó állványának csökkenésétől.

Az állományok középső csoportjában a részleges alakváltozások egyenletes és egyenetlen eloszlását gyakorolják. Ha a tömörítés egyenletes eloszlása ​​van ennek a csoportnak az összes állományában, akkor ezeket állandónak feltételezzük. Az egyes alakváltozások egyenetlen eloszlásának több változata lehet, és a következő mintázatok jellemezhetők:

a tömörítés a középső csoportban arányosan csökken az első állványoktól az utolsó - esési módig;

a középső csoport első néhány állományában a részleges alakváltozások csökkennek, míg a többi változatlan marad;

a tömörítés a középső csoportban először fokozódik, majd csökken;

a középső csoport első néhány állományában a részleges alakváltozásokat állandónak hagyjuk, a többiben pedig csökkentjük.

Csökkenő alakváltozási módokkal az állványok középső csoportjában a hengerlési teljesítmény és a hajtás terhelése közötti különbségek csökkennek, amelyet a fém hengerlés közbeni deformációval szembeni ellenállásának növekedése okoz, a hőmérséklet csökkenése miatt. és az igénybevétel mértékének növekedése. Úgy gondolják, hogy a redukció csökkentése a malom vége felé a csövek külső felületének minőségét is javítja, és csökkenti a keresztirányú fal eltérését.

A hengerek kalibrációjának kiszámításakor a redukciók egyenletes eloszlását feltételezzük.

A malom állványaiban a részleges alakváltozások értékei az ábrán láthatók. 3.1.

Crimp Distribution

A részleges alakváltozások elfogadott értékei alapján a kaliberek átlagos átmérője kiszámítható a képlettel

.

A malom első állványánál (i=1) d i -1 =D 0 =94 mm, majd

mm.

Ezzel a képlettel számítva a kaliberek átlagos átmérőjét az 1. függelék tartalmazza.

3.3.2 A gördülési szelvények meghatározása

A háromhengeres malmok kalibereinek formáját a 3. ábra mutatja. 3.2.

Egy ovális átmenetet kapunk, ha r sugarú körvonalazzuk, amelynek középpontja a gördülési tengelyhez képest e excentricitással el van tolva.

Kaliber forma

A kaliberek sugarának és excentricitásának értékeit a kaliberek szélessége és magassága határozza meg a következő képletek szerint:

A kaliber méreteinek meghatározásához ismerni kell a és b féltengelyeinek értékeit, és ezek meghatározásához a kaliber ovális értékét.

A kaliber ovalitásának meghatározásához a következő képletet használhatja:

A q kitevő a kaliber szélesítésének lehetséges értékét jellemzi. Háromhengeres állványok redukálásakor q = 1,2-t veszünk.

A kaliber féltengelyeinek értékeit a függőségek határozzák meg:

ahol f a korrekciós tényező, amely a közelítő képlettel számítható ki

A kaliber méreteit a fenti képletek szerint számítjuk ki az első állványhoz.

A fennmaradó állományok esetében is hasonló módon történik a számítás.

Jelenleg a hengerek hornyait a hengerek munkaállványba történő beszerelése után végzik el. A fúrást speciális gépeken, kerek maróval végezzük. A fúrási séma az ábrán látható. 3.3.

Rizs. 3.3 - Kaliber furatminta

Az adott a és b értékekkel rendelkező kaliber megszerzéséhez meg kell határozni a D f vágó átmérőjét és elmozdulását a tekercsek tengelyeinek síkjához képest (X paraméter). D f és X a következő matematikailag pontos képletekkel határozható meg:

Háromhengeres malmok esetében az a szög 60°.Di az ideális hengerátmérő, Di=330mm.

A fenti képletek alapján számított értékeket a táblázat foglalja össze. 3.2.

3.2 táblázat – Tekercs kalibrálása

Állvány száma	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 Sebességszámítás

A malom fordulatszámának kiszámítása a hengerek fordulatszámának és ezek szerint a motorok fordulatszámának meghatározásából áll.

A csövek feszítéssel történő hengerlésekor a falvastagság változását nagymértékben befolyásolja a képlékeny feszültség értéke. Ebben a tekintetben mindenekelőtt meg kell határozni a malom teljes műanyag feszültségének együtthatóját - ztotal, amely biztosítja a szükséges falat. A ztot számítását a 3.3.

,

ahol az együttható, figyelembe véve az érintésmentes deformációs zónák hatását:

;

l i a rögzítési ív hossza:

;

-fogási szög:

;

f a súrlódási együttható, elfogadjuk, hogy f=0,5; a az állványban lévő dobások száma, a=3.

Az első munkaállványban z c1 =0. A következő állványokon z p i -1 = z s i -t veheti fel.

,

;

;

.

Ha az első állomány adatait behelyettesítjük a fenti képletekbe, a következőt kapjuk:

mm;

;

;

;

; ;

mm.

A második állományra is hasonló számításokat végezve a következő eredményeket kaptuk: 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. Ezen a z p i számítását a fenti módszer szerint leállítjuk, mert teljesül a z n2 >z összesen feltétel.

A teljes csúszás feltételéből határozzuk meg az utolsó deformáló állványban lehetséges z z maximális feszültséget, azaz. z s21 . Ebben az esetben feltételezzük, hogy z p21 =0.

.

mm;

;

;

A 21-es lelátó előtti falvastagság, i.e. S 20, a következő képlettel határozható meg:

.

;

; ;

mm.

A 20. állományra vonatkozóan hasonló számításokat végezve a következő eredményeket kaptuk: 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 mm 17 = 0,441, S 16 \u003d 3,151 mm. Ezen a z p i számítását leállítjuk, mert teljesül a z z14 >z összesen feltétel.

A malomállványok falvastagságának számított értékeit a táblázat tartalmazza. 2.20.

A hengerek fordulatszámának meghatározásához ismerni kell a hengerek hengerlési átmérőjét. A hengerlési átmérők meghatározásához használhatja a következő képleteket:

, (2)

ahol D az i-ben a tekercs felső átmérője;

.

Ha egy , akkor a tekercsek hengerlési átmérőjének kiszámítását az (1) egyenlet szerint kell elvégezni, ha ez a feltétel nem teljesül, akkor a (2)-t kell használni.

Az érték a semleges vonal helyzetét jellemzi abban az esetben, ha azt a gördülési tengellyel párhuzamosan (síkban) vesszük. Az erőkiegyenlítés feltételétől a deformációs zónában a csúszási zónák ilyen elrendezéséhez

,

A V bemeneti gördülési sebesség =1,0 m/s megadásával kiszámítottuk az első állvány tekercseinek fordulatszámát

fordulat

A fennmaradó állományok forgalmát a következő képlettel határoztuk meg:

.

A sebesség mód kiszámításának eredményeit a 3.3. táblázat tartalmazza.

3.3. táblázat – A sebességkorlátozás kiszámításának eredményei

Állvány száma	S, mm	Dcat, mm	n, rpm
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

táblázat szerint a 3.3. a hengerek fordulatszámának változásáról készült grafikon készült (3.4. ábra).

Gördülési sebesség

3.5 A hengerlés teljesítményparaméterei

A redukciós folyamat megkülönböztető jellemzője más típusú hosszirányú hengerléssel összehasonlítva a jelentős interstand feszültségek jelenléte. A feszültség jelenléte jelentős hatással van a hengerlés teljesítményparamétereire - a fém hengerekre gyakorolt ​​nyomására és a hengerlési nyomatékokra.

A fém P tekercsre ható ereje a függőleges R in és vízszintes Rg komponensek geometriai összege:

A hengerekre ható fémerő függőleges összetevőjét a következő képlet határozza meg:

,

ahol p a fém átlagos fajlagos nyomása a tekercsen; l a deformációs zóna hossza; d a mérőeszköz átmérője; a az állványban lévő tekercsek száma.

A Р g vízszintes komponens egyenlő az első és a hátsó feszültségek közötti különbséggel:

ahol z p, z z az első és a hátsó műanyag feszültségek együtthatói; F p, F c - a cső elülső és hátsó végének keresztmetszete; s S az alakváltozási ellenállás.

Az átlagos fajlagos nyomások meghatározásához a V.P. képlet használata javasolt. Anisiforova:

.

A gördülési nyomatékot (állványonként összesen) a következő képlet határozza meg:

.

A deformációs ellenállást a következő képlet határozza meg:

,

ahol Т – hengerlési hőmérséklet, °С; H a nyírási alakváltozási sebességek intenzitása, 1/s; e - relatív csökkentés; K 1, K 2, K 3, K 4, K 5 tapasztalati együtthatók, a 10 acél esetében: K 1 = 0,885, K 2 = 7,79, K 3 = 0,134, K 4 = 0,164, K 5 = (–2 ,nyolc ).

Az alakváltozási sebesség intenzitását a képlet határozza meg

ahol L a nyírási alakváltozás mértéke:

t az alakváltozási idő:

A tekercs szögsebességét a következő képlet határozza meg:

,

A teljesítményt a következő képlet határozza meg:

táblázatban. 3.4. a hengerlés teljesítményparamétereinek a fenti képletek szerinti számításának eredményeit adjuk meg.

3.4 táblázat – A hengerlés teljesítményparaméterei

Állvány száma	s S , MPa	p, kN/m2	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	-	-	-	-

táblázat szerint. A 3.4. ábra a hengerlés teljesítményparamétereinek változását mutatja a malomállványok mentén (3.5., 3.6., 3.7. ábra).

Az átlagos fajlagos nyomás változása

A fém hengerre gyakorolt ​​erejének megváltoztatása

A gördülési nyomaték megváltoztatása

3.6 A tranziens sebességcsökkentési módok hatásának vizsgálata a kész csövek végszakaszok falvastagságának hosszirányú különbségének értékére

3.6.1 A számítási algoritmus leírása

A vizsgálatot abból a célból végeztük, hogy adatokat szerezzünk a tranziens sebességcsökkentési módok hatásáról a kész csövek végszakaszok falvastagság hossz-különbségére.

Az állványok közötti feszültségi együttható meghatározása ismert hengerfordulatszámokból, pl. A Zn i =f(n i /n i -1) függést a G.I. által javasolt úgynevezett inverz probléma megoldási módszere szerint hajtottuk végre. Gulyaev, annak érdekében, hogy megkapjuk a falvastagság függését a tekercsek fordulatszámától.

A technika lényege a következő.

A csőredukció állandó folyamata egy egyenletrendszerrel írható le, amely tükrözi a második térfogatok állandóságának törvényének betartását és az erők egyensúlyát a deformációs zónában:

(3.1.)

Viszont, mint köztudott,

Dcat i =j(Zз i , Zп i , А i),

m i =y(Zз i , Zп i , B i),

ahol A i és B i olyan értékek, amelyek nem függnek a feszültségtől, n i a fordulatok száma az i-edik állványban,  i a húzási arány az i-edik állványban, Dcat i a gördülési átmérő a tekercs az i-edik állványban, Zp i , Zz i - első és hátsó műanyag feszültségi együtthatók.

Tekintettel arra, hogy Zз i = Zп i -1, a (3.1.) egyenletrendszer általános formában a következőképpen írható fel:

(3.2.)

A (3.2.) egyenletrendszert a plasztikus feszültség elülső és hátsó együtthatóira vonatkozóan egymás utáni közelítések módszerével oldjuk meg.

Zz1 = 0-t véve, beállítjuk a Zp1 értéket és a rendszer első egyenletéből (3.2.) iterációval meghatározzuk Zp 2-t, majd a második egyenletből - Zp 3 stb. A Zp 1 érték ismeretében találhatunk egy megoldás, amelyben Zp n = 0 .

Az elülső és a hátsó műanyag feszültség együtthatóinak ismeretében minden állvány után meghatározzuk a falvastagságot a képlet segítségével:

(3.3.)

ahol A a képlettel meghatározott együttható:

;

;

z i - a képlékeny feszültség átlagos (ekvivalens) együtthatója

.

3.6.2 Vizsgálati eredmények

A MathCAD 2001 Professional szoftverkörnyezetben a szerszámkalibrálás (3.3. o.) és a maró fordulatszám-beállítása (hengerfordulatszámok) állandó redukciós eljárással (3.4. o.) számítási eredményeit felhasználva a rendszer megoldása. (3.2.) és a (3.3.) kifejezéseket a falvastagság változásának meghatározása céljából.

Lehetőség van a megvastagított végek hosszának csökkentésére a képlékeny feszültségi együttható növelésével a hengerek fordulatszámának változtatásával a cső végszakaszok hengerlése során.

Jelenleg a TPA-80 redukciós malomban a folyamatos, tüske nélküli hengerlés nagy sebességű üzemmódjának vezérlőrendszerét alakították ki. Ez a rendszer lehetővé teszi a PPC állványok gördülési sebességének dinamikus beállítását a csövek végszakaszainak hengerlése során egy adott lineáris összefüggésnek megfelelően. A hengerlési sebességnek ezt a szabályozását a csövek végszakaszainak hengerlése során „sebesség-éknek” nevezik. A hengerek forgalmát a cső végszakaszok hengerlésekor a következő képlettel számítjuk ki:

, (3.4.)

ahol n i a hengerek sebessége az i-edik állványban állandósult állapotban, K i a tekercsek sebességének csökkenési együtthatója %-ban, i az állvány száma.

Egy adott állományban a hengerlési sebesség csökkentési együttható függése az állványszámtól lineáris

K i \u003d (3.8. ábra).

Az állványban lévő tekercsek redukciós tényezőjének függése az állványszámtól.

A vezérlési mód használatának kezdeti adatai a következők:

A sebességbeállítást módosító állványok számát a vastagított végek hossza korlátozza (3…6);

A hengerek sebességcsökkenésének nagyságát a malom első állványában korlátozza az elektromos hajtás lehetősége (0,5 ... 15%).

Ebben a munkában az RRS sebességbeállításának a hosszirányú falvastagságra gyakorolt ​​hatásának tanulmányozásához feltételeztük, hogy a fordulatszám-beállítás változását a csövek elülső és hátsó végének csökkentésével az első 6 lelátón hajtják végre. A vizsgálatot a hengerek forgási sebességének változtatásával végeztük a malom első állványaiban az egyenletes hengerlési folyamathoz képest (az egyenes meredekségének változása a 3.8. ábrán).

Az RRS állványok feltöltésének és a cső malomból való kivezetésének folyamatainak modellezése eredményeként megkaptuk a csövek elülső és hátsó végének falvastagságának függését a forgási sebesség változásának nagyságától. a hengereket a malom első állványaiban, melyeket a 3.9. és 3.10. 33,7x3,2 mm méretű csövekhez. A „sebességék” legoptimálisabb értéke a végléc hosszának minimalizálása és a falvastagság „ütődése” szempontjából a DIN 1629 tűrésmezőjében (falvastagsági tűrés ± 12,5%): K 1 = 10-12% .

ábrán 3.11. és ábra. 3.12. a kész csövek elülső és hátsó megvastagított végei hosszának függéseit a tranziensek modellezése eredményeként kapott „sebességék” (K 1 =10%) alkalmazásakor adjuk meg. A fenti függőségekből a következő következtetés vonható le: a „sebességék” használata csak 60 mm-nél kisebb átmérőjű és 5 mm-nél kisebb falvastagságú csövek hengerelésekor ad észrevehető hatást. a cső átmérője és falvastagsága, a szabvány követelményeinek eléréséhez szükséges falvékonyság nem következik be.

ábrán 3.13., 3.14., 3.15., az elülső vastagított vég hosszának függése a kész csövek külső átmérőjétől 3,5, 4,0, 5,0 mm-es falvastagságok esetén, a „sebesség különböző értékeinél” ék” (a sebességcsökkentő hengerek K 1 együtthatóját 5%, 10%, 15%) értéknek vettük.

A cső elülső végének falvastagságának függése az értéktől

„sebességű ék” 33,7x3,2 mm-es mérethez

A cső hátsó vége falvastagságának függése a „sebességék” értékétől a 33,7x3,2 mm-es méretnél

A cső elülső vastagított végének hosszának függése a D-től és S-től (K 1 = 10%)

A cső hátsó vastagított végének hosszának függése a D-től és az S-től (K 1 \u003d 10%)

A cső elülső vastagított vége hosszának függése a kész cső átmérőjétől (S=3,5 mm) a „sebességék” különböző értékeinél.

A cső elülső vastagított végének hosszának függése a kész cső átmérőjétől (S=4,0 mm) a „sebességék” különböző értékeinél

A cső elülső vastagított vége hosszának függése a kész cső átmérőjétől (S=5,0 mm) a „sebességék” különböző értékeinél.

A fenti grafikonokból látható, hogy a kész csövek végvastagság-különbségének csökkentésében a legnagyobb hatást az RPC hengerek dinamikus vezérlése adja K 1 =10...15%-on belül. A „sebességék” nem kellően intenzív változása (K 1 =5%) nem teszi lehetővé a csővégi szakaszok falvastagságának elvékonyodását.

Valamint 5 mm-nél vastagabb falú csövek hengerelésekor a „sebességék” hatásából adódó feszültség nem képes elvékonyítani a falat a tekercsek elégtelen húzóképessége miatt. 60 mm-nél nagyobb átmérőjű csövek hengerelésekor a redukciós malomban a nyúlási arány kicsi, ezért a végek megvastagodása gyakorlatilag nem fordul elő, ezért a „sebesség-ék” használata nem praktikus.

A fenti grafikonok elemzése azt mutatta, hogy a „KresTrubZavod” JSC TPA-80 redukciós malmon a „sebesség ék” használata lehetővé teszi az elülső vastagított vég hosszának 30%-os csökkentését, a hátsó vastagított vég 25%-os csökkentését. %.

Ahogy Mochalov D.A. A „sebességék” hatékonyabb használatához a végkivágás további csökkentése érdekében biztosítani kell az első állványok fékező üzemmódban történő működését, a hengerek erőképességének szinte teljes kihasználásával, egy nagyobb kerék használata miatt. adott állományban a hengerlési sebesség-csökkentési együttható komplex nemlineáris függése az állványszámtól. Szükséges egy tudományosan megalapozott módszertan megalkotása a K i =f(i) optimális függvény meghatározására.

Az RRS optimális vezérlésére szolgáló ilyen algoritmus kidolgozása célként szolgálhat az UZS-R teljes értékű APCS TPA-80-sá történő továbbfejlesztéséhez. Amint az ilyen automatizált folyamatirányító rendszerek használatának tapasztalatai azt mutatják, a Mannesmann cég szerint a csövek végszakaszainak hengerlése során a tekercsek fordulatszámának szabályozása (CARTA alkalmazási szoftvercsomag) lehetővé teszi a csővégek hengerlése közbeni fordulatszámának csökkentését. a csövek végvágásának mérete több mint 50%-kal a rendszernek köszönhetően automatikus vezérlés csőredukciós folyamat, amely a malomszabályozási alrendszereket és a mérési alrendszert, valamint az optimális redukciós mód kiszámítására szolgáló alrendszert és a valós idejű folyamatszabályozást is magában foglalja.

4. A PROJEKT MEGVALÓSÍTHATÓSÁGI TANULMÁNYA

4.1 A tervezett tevékenység lényege

Ebben a projektben a hengerlés optimális sebességi módjának bevezetését javasoljuk egy nyúláscsökkentő malmon. Az intézkedésnek köszönhetően a fém felhasználási együtthatójának csökkentését tervezik, a kész csövek vágott, megvastagított végeinek hosszának csökkenése miatt pedig átlagosan havi 80 tonnás termelési volumennövekedés várható.

A projekt megvalósításához szükséges tőkebefektetés 0 rubel.

A projekt finanszírozása az „aktuális javítások”, költségbecslések tétel alatt történhet. A projekt egy napon belül befejezhető.

4.2 Az előállítási költség kiszámítása

1t önköltségi ár számítása. táblázat tartalmazza a megvastagodott csővégek levágására szolgáló meglévő szabványoknak megfelelő termékeket. 4.1.

A projektre vonatkozó számításokat a táblázat tartalmazza. 4.2. Mivel a projekt megvalósításának eredménye nem a kibocsátás növekedése, a tervezési számításban a feldolgozási szakasz költségértékeinek újraszámítása nem történik meg. A projekt jövedelmezősége a költségek csökkentése a vágási hulladék csökkentésével. A vágás csökken a fém fogyasztási együtthatójának csökkenése miatt.

4.3 Tervezési mutatók számítása

A projektmutatók számítása a táblázatban látható költségszámításon alapul. 4.2.

Éves költségcsökkentésből származó megtakarítás:

Pl. \u003d (C 0 -C p) * V pr \u003d (12200,509-12091,127) * 110123,01 \u003d 12045475,08r.

Jelentett nyereség:

Pr 0 \u003d (P-C 0) * V -tól \u003d (19600-12200.509) * 109123.01 \u003d 807454730.39r.

Projekt nyereség:

Pr p \u003d (P-C p) * V pr \u003d (19600-12091,127) * 110123,01 \u003d 826899696.5r.

A profit növekedése a következő lesz:

Pr \u003d Pr p - Pr 0 = 826899696,5-807454730,39 \u003d 19444966.11r.

A termék jövedelmezősége:

A termékek jövedelmezősége a projekt számára:

A jelentés és a projekt pénzforgalmát a 4.3. táblázat mutatja be. és 4.4., ill.

4.1 táblázat - 1 tonna hengerelt termék költségének kiszámítása a T-3 JSC "KresTrubZavod" üzletben

sz. p / p	Költségtétel	Mennyiség	Ára 1 tonna	Összeg
1	2	3	4	5
én	Az újraelosztásban megadva: 1. tuskó, t/t; 2. Hulladék, t/t: kifogástalan vágás;
én I	Átigazolási költségek 2. Energiaköltségek: teljesítmény elektromos teljesítmény, kW/h termelési gőz, Gcal műszaki víz, tm 3 sűrített levegő, tm 3 újrahasznosított víz, tm 3 ipari szennyvíz, tm 3 3. Segédanyagok 7. Csereberendezések 10. Nagyjavítás 11. Szállítási üzletek munkája 12. Egyéb bolti költségek Összes konverziós költség
W	Gyári rezsi

4.2. táblázat – 1 tonna hengerelt termék projektköltsége

sz. p / p	Költségtétel	Mennyiség	Ára 1 tonna	Összeg
én	Az újraelosztásban megadva: 1. tuskó, t/t; 2. Hulladék, t/t: kifogástalan vágás; Az újraelosztásban meghatározott összesen, mínusz hulladék és selejt
P	Átigazolási költségek 1. Üzemanyag (földgáz), itt 2. Energiaköltségek: teljesítmény elektromos teljesítmény, kW/h termelési gőz, Gcal műszaki víz, tm 3 sűrített levegő, tm 3 újrahasznosított víz, tm 3 ipari szennyvíz, tm 3 3. Segédanyagok 4. Termelési dolgozók alapbére 5. A termelésben dolgozók kiegészítő fizetése 6. Szociális szükségletek levonása 7. Csereberendezések 8. Befektetett eszközök folyó javítása, karbantartása 9. Befektetett eszközök értékcsökkenése 10. Nagyjavítás 11. Szállítási üzletek munkája 12. Egyéb bolti költségek Összes konverziós költség
W	Gyári rezsi Teljes előállítási költség
IV	nem gyártási költségek Teljes teljes költség

A technológiai folyamat fejlesztése a következőképpen befolyásolja a vállalkozás műszaki és gazdasági teljesítményét: a termelés jövedelmezősége 1,45%-kal nő, a költségcsökkentésből származó megtakarítás 12 millió rubel lesz. évente, ami a nyereség növekedéséhez vezet.

4.3. táblázat – Jelentett pénzforgalom

pénzáramlások	Az év ... ja
	1	2	3	4	5
A. Cash flow:
- Termelés mennyisége, tonna
- A termék ára, dörzsölje.
teljes beáramlás
B. Pénzkiáramlás:
-Működési költségek
-Jövedelemadó	193789135,29
Teljes kiáramlás:	1521432951,34	1521432951,34	1521432951,34	1521432951,34	1521432951,34
Nettó pénzáramlás (A-B)
Coeff. Inverziók	0,8	0,64	0,512	0,41	0,328
E=0,25
	493902383,46	889024290,22	1205121815,64	1457999835,97	1457999835,97

4.4. táblázat – A projekt pénzforgalma

pénzáramlások	Az év ... ja
	1	2	3	4	5
A. Cash flow:
- Termelés mennyisége, tonna
- A termék ára, dörzsölje.
- Értékesítési bevétel, dörzsölje.
teljes beáramlás
B. Pénzkiáramlás:
-Működési költségek
-Jövedelemadó
Teljes kiáramlás:	1526220795,63	1526220795,63	1526220795,63	1526220795,63	1526220795,63
Nettó pénzáramlás (A-B)	632190135,03	632190135,03	632190135,03
Coeff. Inverziók	0,8	0,64	0,512	0,41	0,328
E=0,25
Kedvezményes áramlás (A-B)*C bev
Kumulatív Cash Flow NPV

A projekt pénzügyi profilja a 4.1. ábrán látható. ábrán látható grafikonok szerint. 4.1. a projekt kumulált nettó jelenértéke meghaladja a tervezett értéket, ami a projekt feltétel nélküli jövedelmezőségét jelzi. A megvalósult projektre számított kumulatív nettó jelenérték az első évtől pozitív érték, mivel a projekt nem igényelt tőkebefektetést.

Projekt pénzügyi profilja

A fedezeti pontot a következő képlettel számítjuk ki:

A fedezeti pont azt a minimális termelési mennyiséget jellemzi, amelynél a veszteség véget ér és megjelenik az első nyereség.

táblázatban. 4.5. Az adatok a változó és fix költségek kiszámításához kerülnek bemutatásra.

A jelentési adatok szerint a termelési egységenkénti változó költségek összege Z sáv = 11212,8 rubel, az állandó költségek termelési egységenként Z post = 987,7 rubel. A fix költségek összege a teljes kibocsátási mennyiségre vonatkozóan a jelentés szerint 107780796,98 rubel.

A tervezési adatok szerint a változó költségek összege Z sáv \u003d 11103,5 rubel, a fix költségek összege Z post \u003d 987,7 rubel. A fix költségek összege a teljes kibocsátás mennyiségére vonatkozóan a jelentés szerint 108768496,98 rubel.

4.5. táblázat - Állandó költségek aránya a tervezett és projektköltségek szerkezetében

sz. p / p	Költségtétel	A terv szerinti mennyiség, dörzsölje.	Projekt összege, dörzsölje.	Az állandó költségek aránya az újraelosztás költségeinek szerkezetében, %
1	2	3	4	5
1	Átigazolási költségek 1. Üzemanyag (földgáz), itt 2. Energiaköltségek: teljesítmény elektromos teljesítmény, kW/h termelési gőz, Gcal műszaki víz, tm 3 sűrített levegő, tm 3 újrahasznosított víz, tm 3 ipari szennyvíz, tm 3 3. Segédanyagok 4. Termelési dolgozók alapbére 5. A termelésben dolgozók kiegészítő fizetése 6. Szociális szükségletek levonása 7. Csereberendezések 8. Befektetett eszközök folyó javítása, karbantartása 9. Befektetett eszközök értékcsökkenése 10. Nagyjavítás 11. Szállítási üzletek munkája 12. Egyéb bolti költségek Összes konverziós költség
2	Gyári rezsi Teljes előállítási költség			100
3	nem gyártási költségek Teljes teljes költség			100

A jelentett fedezeti pont a következő:

TB from t.

A projekt fedezeti pontja:

TV pr t.

táblázatban. 4.6. megtörtént a fedezeti pont meghatározásához szükséges, az értékesített termékek előállítása során felmerülő összes bevétel és költségszámítás. A jelentés és a projekt fedezeti pontjának kiszámításának ütemezése a 4.2. ábrán látható. és 4.3. illetőleg.

4.6. táblázat - Adatok a fedezeti pont kiszámításához

A fedezeti pont számítása a jelentés szerint

A projekt fedezeti pontjának kiszámítása

A projekt műszaki és gazdasági mutatóit a táblázat tartalmazza. 4.7.

Ennek eredményeként arra a következtetésre juthatunk, hogy a projektben javasolt intézkedés a változó költségek csökkenése miatt 1,45%-kal csökkenti az egységnyi termelési költséget, ami hozzájárul a profit 19,5 millió rubel növekedéséhez. évi 110 123,01 tonna termeléssel. A projekt megvalósításának eredménye a kumulált nettó jelenérték növekedése a tárgyidőszakban tervezett értékhez képest. Szintén pozitívum a fedezeti küszöb 12,85 ezer tonnáról 12,8 ezer tonnára csökkentése.

4.7. táblázat - A projekt műszaki és gazdasági mutatói

sz. p / p	Index	Jelentés	Projekt	Eltérés
				Abszolút	%
1	Termelési mennyiség: természetben, t értékben ezer rubel
2	A fő költsége termelési eszközök, ezer rubel.	6775032	6775032	0	0
3	Általános költségek (teljes költség): teljes kibocsátás, ezer rubel termelési egység, dörzsölje.
4	Termék jövedelmezősége, %	60,65	62,1	1,45	2,33
5	Nettó jelenérték, NPV	1700,136
6	A befektetések teljes összege, ezer rubel	0
7	Referencia: fedezeti pont T.B., t, az F diszkontráta értéke, GNI belső megtérülési ráta maximális készpénzkiáramlás K, ezer rubel.

KÖVETKEZTETÉS

Ebben a szakdolgozatban a DIN 1629 szerinti általános célú csövek gyártására szolgáló technológiát dolgoztak ki, melyben megvizsgálják annak lehetőségét, hogy redukálómalom hengerlése során kialakuló megvastagodott végek hosszát csökkentsék a malom fordulatszám-beállításainak változtatásával. a cső végszakaszainak hengerlése az UZS-R rendszer lehetőségeinek felhasználásával. A számítások szerint a megvastagodott végek hosszának csökkenése elérheti az 50%-ot.

A gazdasági számítások kimutatták, hogy a javasolt hengerlési módok alkalmazása 1,45%-kal csökkenti az egységnyi termelési költséget. Ez a meglévő termelési mennyiségek megőrzése mellett lehetővé teszi a nyereség 20 millió rubel növelését az első évben.

Bibliográfia

1. Anuryev V.I. "A tervező-gépgyártó kézikönyve" 3 kötetben, 1. kötet - M. "Mérnökség" 1980 - 728 p.

2. Anuryev V.I. "A tervező-gépgyártó kézikönyve" 3 kötetben, 2. kötet - M. "Mérnökség" 1980 - 559 p.

3. Anuryev V.I. "A tervező-gépgyártó kézikönyve" 3 kötetben, 3. kötet - M. "Mérnökség" 1980 - 557 p.

4. Pavlov Ya.M. "Gépalkatrészek". - Leningrád "Mérnökség" 1968 - 450 p.

5. Vasziljev V.I. "A tervezés alapjai technológiai berendezések gépjárművek" tankönyv - Kurgan 1992 - 88 p.

6. Vasziljev V.I. "A gépjárművek technológiai berendezéseinek tervezésének alapjai" - Kurgan 1992 - 32 p.

480 dörzsölje. | 150 UAH | 7,5 USD ", MOUSEOFF, FGCOLOR, "#FFFFCC",BGCOLOR, "#393939");" onMouseOut="return nd();"> Szakdolgozat - 480 rubel, szállítás 10 perc A nap 24 órájában, a hét minden napján és ünnepnapokon

Kholkin Jevgenyij Gennadievics. Vékonyfalú trapézprofilok lokális stabilitásának vizsgálata hosszanti-kereszthajlítással: disszertáció ... a műszaki tudományok kandidátusa: 01.02.06 / Kholkin Evgeniy Gennadievich; [A védelem helye: Ohm. állapot tech. un-t].- Omszk, 2010.- 118 p.: ill. RSL OD, 61 10-5/3206

Bevezetés

1. Az összenyomott lemezszerkezeti elemek stabilitási vizsgálatainak áttekintése 11

1.1. A mechanikai rendszerek stabilitásának vizsgálatának alapvető definíciói és módszerei 12

1.1.1. Algoritmus mechanikai rendszerek stabilitásának statikus módszerrel történő vizsgálatához 16

1.1.2. statikus megközelítés. Módszerek: Euler, nonidealitás, energikus 17

1.2. Az Euler-stabilitás analitikai vizsgálatának matematikai modellje és főbb eredményei. Stabilitási tényező 20

1.3. A lemezelemek és a belőlük készült szerkezetek stabilitásának vizsgálati módszerei 27

1.4. Mérnöki módszerek lemezek és kompozit lemezelemek számítására. A redukciós módszer fogalma 31

1.5. Az Euler-stabilitás numerikus vizsgálata végeselemes módszerrel: lehetőségek, előnyök és hátrányok 37

1.6. A lemezek és kompozit lemezelemek stabilitásának kísérleti vizsgálatainak áttekintése 40

1.7. A vékonyfalú trapézprofilok stabilitásának elméleti vizsgálatának következtetései és feladatai 44

2. Matematikai modellek és algoritmusok kidolgozása trapézprofilok vékonyfalú lemezelemeinek stabilitásának számításához: 47

2.1. Trapézprofil vékonyfalú lemezelemeinek hosszanti-kereszthajlítása 47

2.1.1. Problémafelvetés, főbb feltételezések 48

2.1.2. Matematikai modell közönséges differenciálegyenletekben. Peremfeltételek, tökéletlenségi módszer 50

2.1.3. Algoritmus numerikus integrációhoz, kritikus meghatározása

fonal és megvalósítása MS Excel 52-ben

2.1.4. Számítási eredmények és összehasonlításuk ismert megoldásokkal 57

2.2. Egyedi lemezelem kritikus feszültségeinek számítása

profilban ^..59

2.2.1. A lamellás profilelemek rugalmas konjugációját figyelembe vevő modell. A numerikus kutatás alapfeltevései, feladatai 61

2.2.2. A ragozások merevségének numerikus vizsgálata és az eredmények közelítése 63

2.2.3. A kihajlási félhullámhossz numerikus vizsgálata az első kritikus terhelésnél és az eredmények közelítése 64

2.2.4. A k(/3x,/32) együttható számítása. Számítási eredmények közelítése (A,/?2) 66

2.3. Számítások megfelelőségének értékelése numerikus megoldásokkal való összehasonlítással végeselemes módszerrel és ismert analitikai megoldásokkal 70

2.4. A pilot tanulmány következtetései és feladatai 80

3. Kísérleti vizsgálatok vékonyfalú trapézprofilok lokális stabilitására 82

3.1. A prototípusok és a kísérleti összeállítás leírása 82

3.2. Mintavizsgálat 85

3.2.1. A tesztek módszertana és tartalma G..85

3.2.2. A kompressziós vizsgálat eredményei 92

3.3. Megállapítások 96

4. A lokális stabilitás figyelembevétele a vékonyfalú trapézprofilból készült teherhordó szerkezetek számításainál lapos hossz- kereszthajlítással 97

4.1. A lemezelemek lokális kihajlásából adódó kritikus feszültségek és a vékonyfalú trapézprofil határvastagságának számítása 98

4.2. Megengedett rakományterület a helyi kihajlás figyelembevétele nélkül 99

4.3. 101-es csökkentési tényező

4.4. Helyi kihajlás és csökkentés elszámolása 101

Megállapítások 105

Bibliográfiai lista

Bevezetés a munkába

A mű relevanciája.

A könnyű, erős és megbízható szerkezetek elkészítése sürgető feladat. A gépgyártásban és az építőiparban az egyik fő követelmény a fémfelhasználás csökkentése. Ez oda vezet, hogy a szerkezeti elemeket pontosabb konstitutív összefüggések alapján kell kiszámítani, figyelembe véve mind az általános, mind a helyi kihajlás veszélyét.

A súlycsökkentés problémájának megoldásának egyik módja a csúcstechnológiás vékonyfalú trapéz alakú hengerelt profilok (TTP) alkalmazása. A profilok 0,4 ... 1,5 mm vastagságú vékony acéllemez hengerelésével készülnek álló körülmények között, vagy közvetlenül a szerelési helyen sík vagy íves elemként. A vékonyfalú trapézprofilból készült teherhordó íves bevonatokat alkalmazó szerkezetek könnyedségükkel, esztétikus megjelenésükkel, könnyű szerelhetőségükkel és számos egyéb előnnyel rendelkeznek a hagyományos bevonattípusokhoz képest.

A profilterhelés fő típusa a hosszirányú-keresztirányú hajlítás. Hangszín-

jfflF dMF" lemezelemek

profilokat tapasztal
tömörítés a középső síkban
a csontok teret veszíthetnek
új stabilitás. helyi
hosszirányú kihajlás

Rizs. 1. Példa helyi kihajlásra

Jamgyökér,

^J

Rizs. 2. A profil csökkentett szakaszának vázlata

(MPU) a profil hosszában korlátozott területeken figyelhető meg (1. ábra) a teljes kihajlásnál lényegesen kisebb terheléseknél és a megengedettekkel arányos igénybevételeknél. Az MPU-val a profil különálló összenyomott lemezeleme teljesen vagy részben megszűnik érzékelni a terhelést, amely újraeloszlik a profilszakasz többi lemezeleme között. Ugyanakkor azon a szakaszon, ahol az LPA előfordult, a feszültségek nem feltétlenül haladják meg a megengedetteket. Ezt a jelenséget redukciónak nevezik. csökkentés

célja, hogy a valóshoz képest csökkentse a profil keresztmetszeti területét, ha egy idealizált tervezési sémára redukáljuk (2. ábra). Ennek kapcsán sürgető feladat a vékonyfalú trapézprofil lemezelemeinek lokális kihajlását figyelembe vevő mérnöki módszerek kidolgozása és megvalósítása.

Jeles tudósok foglalkoztak a lemezstabilitás kérdéseivel: B.M. Broude, F. Bleich, J. Brudka, I.G. Bubnov, V.Z. Vlasov, A.S. Volmir, A.A. Ilyushin, Miles, Melan, Ya.G. Panovko, SP. Timosenko, Southwell, E. Stowell, Winderberg, Khwalla és mások. A kritikus igénybevételek lokális kihajlásos elemzésének mérnöki megközelítéseit E.L. Ayrumyan, Burggraf, A.L. Vasziljeva, B.Ya. Volodarsky, M.K. Glouman, Caldwell, V.I. Klimanov, V.G. Krokhaleva, D.V. Martsinkevics, E.A. Pavlinova, A.K. Pertseva, F.F. Tamplona, ​​S.A. Timasev.

Az összetett alakú keresztmetszetű profilok jelzett műszaki számítási módszereiben az MPU veszélyét gyakorlatilag nem veszik figyelembe. A szerkezetek előzetes tervezésének szakaszában vékony falú profilok fontos, hogy egy egyszerű berendezés álljon rendelkezésre egy adott méret teherbírásának kiértékeléséhez. Ebben a tekintetben olyan mérnöki számítási módszerek kidolgozására van szükség, amelyek lehetővé teszik a vékonyfalú profilokból történő szerkezetek tervezése során a teherbíró képességük gyors felmérését. A vékonyfalú profilszerkezet teherbírásának ellenőrző számítása finomított módszerekkel, meglévő szoftvertermékek felhasználásával végezhető el, és szükség esetén módosítható. Egy ilyen kétlépcsős rendszer a vékonyfalú profilokból készült szerkezetek teherbírásának kiszámítására a legracionálisabb. Ezért sürgető feladat a vékonyfalú profilokból készült szerkezetek teherbírásának számítási mérnöki módszereinek kidolgozása és megvalósítása, figyelembe véve a lemezelemek helyi kihajlását.

A szakdolgozat célja: vékonyfalú trapézprofilok lemezelemeinek lokális horpadásának vizsgálata azok hosszirányú-kereszthajlítása során és mérnöki módszer kidolgozása a teherbírás kiszámítására a helyi stabilitás figyelembevételével.

A cél elérése érdekében a következő kutatási célok.

Az összenyomott téglalap alakú lemezek stabilitását biztosító analitikai megoldások kiterjesztése konjugált lemezek rendszerére egy profil részeként.

A profil lokális stabilitásának matematikai modelljének numerikus vizsgálata és megfelelő analitikai kifejezések beszerzése a lemezelem MPC minimális kritikus feszültségére.

Lokális horpadással rendelkező vékonyfalú profil szelvényének csökkenési mértékének kísérleti értékelése.

Mérnöki technika kidolgozása vékonyfalú profil hitelesítésére, tervezési számításaira, a helyi kihajlás figyelembevételével.

Tudományos újdonság A munka célja a lokális kihajlás megfelelő matematikai modelljének kidolgozása egy különálló lamellára

elemet a profil összetételében, és analitikai függőséget kapunk a kritikus feszültségek kiszámításához.

Érvényesség és megbízhatóság A kapott eredményeket a téglalap alakú lemezek stabilitási problémájának alapvető analitikai megoldásaira alapozva, a gyakorlati számításokhoz elegendő matematikai apparátus helyes alkalmazására, a FEM-számítások és kísérleti vizsgálatok eredményeivel való egybeesésre alapozzuk.

Gyakorlati jelentősége mérnöki módszertan kidolgozása a profilok teherbírásának számítására, figyelembe véve a helyi kihajlást. A munka eredményeit a "Montazhproekt" LLC-ben valósítják meg táblázatok és grafikus ábrázolások formájában a megengedett terhelések területeiről a gyártott profilok teljes skálájára, figyelembe véve a helyi kihajlást, és használják a profilok előzetes kiválasztására. a profilanyag fajtája és vastagsága konkrét tervezési megoldásokhoz és terhelési típusokhoz.

A védekezésre vonatkozó alapvető rendelkezések.

Matematikai modell lapos kanyar valamint egy vékonyfalú profil összenyomása, mint konjugált lemezelemek rendszere és az MPA kritikus feszültségeinek meghatározására szolgáló technika ennek alapján az Euler-értelmezés szerint.

Analitikai függőségek a lokális kihajlás kritikus feszültségeinek számításához minden réteges profilelemhez lapos hossz-kereszthajlításban.

Mérnöki módszer vékonyfalú trapézprofil hitelesítésére és tervezési számításaira, a helyi kihajlás figyelembevételével. A munka és a publikáció jóváhagyása.

A disszertáció főbb rendelkezéseiről tudományos és műszaki konferenciákon számoltak be és vitatták meg őket különböző szinteken: Nemzetközi Kongresszus "Gépek, technológiák és folyamatok az építőiparban" a "Közlekedési és technológiai gépek" kar fennállásának 45. évfordulója alkalmából (Omszk, SibADI, 2007. december 6-7.); Összoroszországi tudományos és műszaki konferencia, "RUSSIA YOUNG: fejlett technológiák - az iparban" (Omszk, Om-GTU, 2008. november 12-13.).

A munka felépítése és köre. A dolgozat 118 oldalas szöveges, bevezetőből, 4 fejezetből és egy mellékletből áll, 48 ábrát, 5 táblázatot tartalmaz. A hivatkozások listája 124 címet tartalmaz.

Az Euler-stabilitás analitikai vizsgálatának matematikai modellje és főbb eredményei. Stabilitási tényező

Minden mérnöki projekt megoldáson alapul differenciál egyenletek mechanikai rendszer mozgásának és egyensúlyának matematikai modellje. A szerkezet, a mechanizmus, a gép kialakítása bizonyos gyártási tűrésekkel jár, a jövőben - hiányosságok. Működés közben is előfordulhatnak tökéletlenségek horpadások, kopásból eredő hézagok és egyéb tényezők formájában. A külső hatások minden változata nem látható előre. A tervezés véletlenszerű perturbáló erők hatására kénytelen működni, amelyeket a differenciálegyenletek nem vesznek figyelembe.

A matematikai modellben figyelmen kívül hagyott tényezők – tökéletlenségek, véletlenszerű erők vagy perturbációk – komoly kiigazításokat tehetnek a kapott eredményeken.

Megkülönböztetni a rendszer zavartalan állapotát - a nulla zavarásnál számított állapotot és a zavarás következtében kialakult zavart állapotot.

Egy esetben a perturbáció miatt a szerkezet egyensúlyi helyzetében nincs jelentős változás, vagy mozgása alig tér el a számítotttól. A mechanikai rendszernek ezt az állapotát stabilnak nevezzük. Más esetekben az egyensúlyi helyzet vagy a mozgás jellege jelentősen eltér a számítotttól, az ilyen állapotot instabilnak nevezzük.

A mechanikai rendszerek mozgásstabilitásának és egyensúlyának elmélete olyan jelek megállapításával foglalkozik, amelyek lehetővé teszik annak megítélését, hogy a vizsgált mozgás vagy egyensúly stabil vagy instabil lesz-e.

A rendszer stabil állapotból instabil állapotba való átmenetének tipikus jele az, ha valamilyen paraméterrel elérjük a kritikusnak nevezett értéket - kritikus erő, kritikus sebesség stb.

A tökéletlenségek megjelenése vagy az el nem számolt erők hatása elkerülhetetlenül a rendszer mozgásához vezet. Ezért általános esetben egy mechanikai rendszer perturbációk hatására bekövetkező mozgásának stabilitását kell vizsgálni. A stabilitás vizsgálatának ezt a megközelítését dinamikusnak, a megfelelő kutatási módszereket pedig dinamikusnak nevezzük.

A gyakorlatban sokszor elég, ha a statikus megközelítésre szorítkozunk, i.e. statikus módszerek a stabilitás vizsgálatára. Ebben az esetben a perturbáció végeredményét - a mechanikai rendszer újonnan megállapított egyensúlyi helyzetét és a számított, zavartalan egyensúlyi helyzettől való eltérésének mértékét - vizsgálják.

A feladat statikus megfogalmazása feltételezi, hogy nem veszi figyelembe a tehetetlenségi erőket és az időparamétert. A probléma ilyen megfogalmazása gyakran lehetővé teszi, hogy a modellt a matematikai fizika egyenleteiből közönséges differenciálegyenletekre lefordítsák. Ez jelentősen leegyszerűsíti a matematikai modellt és megkönnyíti a stabilitás analitikus vizsgálatát.

Az egyensúlyi stabilitás statikus módszerrel végzett elemzésének pozitív eredménye nem mindig garantálja a dinamikus stabilitást. A konzervatív rendszerek esetében azonban a statikus megközelítés a kritikus terhelések és az új egyensúlyi állapotok meghatározásában pontosan ugyanazokhoz az eredményekhez vezet, mint a dinamikus.

Egy konzervatív rendszerben a rendszer belső és külső erőinek egyik állapotból a másikba való átmenet során végzett munkáját csak ezek az állapotok határozzák meg, és nem függ a mozgás pályájától.

A "rendszer" fogalma deformálható szerkezetet és terheléseket egyesít, amelyek viselkedését meg kell határozni. Ez két szükséges és elégséges feltételt jelent a rendszer konzervativizmusához: 1) a deformálható szerkezet rugalmassága, azaz. a deformációk visszafordíthatósága; 2) a terhelés konzervativizmusa, i.e. az általa végzett munka függetlensége a pályától. Egyes esetekben a statikus módszer kielégítő eredményeket ad nem konzervatív rendszerek esetében is.

A fentiek illusztrálására nézzünk meg néhány példát az elméleti mechanikából és az anyagok szilárdságából.

1. Egy Q súlyú golyó a tartófelület egy mélyedésében van (1.3. ábra). Az 5P Q sina perturbáló erő hatására a labda egyensúlyi helyzete nem változik, azaz. az stabil.

Az 5P Q sina erő rövid távú hatásával, a gördülési súrlódás figyelembevétele nélkül, lehetséges az átmenet egy új egyensúlyi helyzetbe vagy a kezdeti egyensúlyi helyzet körüli rezgések. Ha a súrlódást is figyelembe vesszük oszcilláló mozgás csillapított lesz, azaz stabil. A statikus megközelítés csak a zavaró erő kritikus értékének meghatározását teszi lehetővé, amely egyenlő: Рcr = Q sina. A zavaró hatás kritikus értékének túllépése esetén a mozgás jellege és a hatás kritikus időtartama csak dinamikus módszerekkel elemezhető.

2. A rúd hosszú / a P erő hatására összenyomódik (1.4. ábra). A statikus módszeren alapuló anyagok szilárdságából ismert, hogy a rugalmasság határain belüli terhelés alatt a nyomóerő kritikus értéke van.

Ugyanennek a feladatnak olyan követő erővel történő megoldása, amelynek iránya egybeesik az alkalmazási pontban lévő érintő irányával, statikus módszerrel az egyenes vonalú egyensúlyi forma abszolút stabilitására enged következtetni.

Matematikai modell közönséges differenciálegyenletekben. Peremfeltételek, tökéletlenségi módszer

A mérnöki elemzés két kategóriába sorolható: klasszikus és numerikus módszerek. Klasszikus módszerekkel igyekeznek közvetlenül megoldani a feszültség- és alakváltozási terek eloszlásának problémáit, alapelvek alapján differenciálegyenlet-rendszereket alkotva. Pontos megoldás, ha lehetséges egyenleteket zárt formában kapni, csak a geometria, a terhelések és a peremfeltételek legegyszerűbb eseteire lehetséges. A klasszikus problémák meglehetősen széles köre megoldható differenciálegyenlet-rendszerek közelítő megoldásaival. Ezek a megoldások sorozatok formájában jelennek meg, amelyekben a konvergencia vizsgálata után az alsó tagokat elvetik. A pontos megoldásokhoz hasonlóan a hozzávetőleges megoldásokhoz is rendszeresre van szükség geometriai alakzat, egyszerű peremfeltételek és kényelmes terhelések alkalmazása. Ennek megfelelően ezek a megoldások nem alkalmazhatók a legtöbb gyakorlati problémára. A klasszikus módszerek fő előnye, hogy mélyen megértik a vizsgált problémát. A numerikus módszerek segítségével a problémák szélesebb köre vizsgálható. A numerikus módszerek a következők: 1) energiamódszer; 2) a határelemek módszere; 3) véges különbség módszer; 4) végeselemes módszer.

Az energetikai módszerek lehetővé teszik egy szerkezet teljes potenciális energiájának minimális kifejezését a teljes adott területen. Ez a megközelítés csak bizonyos feladatoknál működik jól.

A peremelem módszer a megoldandó differenciálegyenlet-rendszert kielégítő függvényeket közelíti, a peremfeltételeket azonban nem. A probléma dimenziója csökken, mert az elemek csak a modellezett terület határait jelentik. Ennek a módszernek az alkalmazása azonban megköveteli az egyenletrendszer alapvető megoldásának ismeretét, ami nehezen beszerezhető.

A véges differencia módszer a differenciálegyenlet- és peremfeltételrendszert a megfelelő algebrai egyenletrendszerré alakítja át. Ez a módszer lehetővé teszi bonyolult geometriájú, peremfeltételekkel és kombinált terhelésű szerkezetek elemzési problémáinak megoldását. A véges differencia módszer azonban gyakran túl lassúnak bizonyul, mivel a szabályos rács követelménye a teljes vizsgálati területen nagyon magas rendű egyenletrendszerekhez vezet.

A végeselemes módszer szinte korlátlan számú problémakörre kiterjeszthető, mivel lehetővé teszi egyszerű és változatos formájú elemek felhasználását partíciók előállítására. A partíció bármely szabálytalan határának közelítéséhez kombinálható véges elemek mérete néha több tucatszor eltér. A modell elemeire tetszőleges típusú terhelést lehet alkalmazni, valamint bármilyen típusú rögzítést alkalmazni. A fő probléma az eredmények eléréséhez szükséges költségek növekedése. A megoldás általánosságáért az intuíció elvesztésével kell fizetni, hiszen a végeselemes megoldás valójában olyan számok halmaza, amelyek csak a végeselemes modell segítségével feltett konkrét problémára alkalmazhatók. A modell bármely lényeges aspektusának megváltoztatása általában a probléma teljes újbóli megoldását igényli. Ez azonban nem jelentős költség, mivel gyakran a végeselemes módszer az egyetlen lehetséges módja a döntéseit. A módszer a téreloszlási problémák minden osztályára alkalmazható, beleértve a szerkezeti elemzést, a hőátadást, a folyadékáramlást és az elektromágnesességet. A numerikus módszerek hátrányai közé tartozik: 1) a végeselemes elemző programok magas költsége; 2) hosszú képzés a programmal való munkavégzéshez és a teljes értékű munka lehetősége csak magasan képzett személyzet számára; 3) gyakran lehetetlen fizikai kísérlettel ellenőrizni a végeselemes módszerrel kapott megoldás eredményének helyességét, beleértve a nemlineáris feladatokat is. t Lemezek és kompozit lemezelemek stabilitására vonatkozó kísérleti vizsgálatok áttekintése

A jelenleg épületszerkezetekhez használt profilok 0,5-5 mm vastagságú fémlemezekből készülnek, ezért vékonyfalúnak minősülnek. Az arcuk lehet lapos vagy ívelt.

A vékonyfalú profilok fő jellemzője, hogy a nagy szélesség-vastagság arányú felületeken terhelés hatására nagy kihajlási alakváltozások tapasztalhatók. Az elhajlások különösen intenzív növekedése akkor figyelhető meg, ha a homlokfelületen ható feszültségek nagysága megközelíti a kritikus értéket. A helyi stabilitás csökken, az elhajlások összehasonlíthatók az arc vastagságával. Ennek eredményeként a profil keresztmetszete erősen torzul.

A lemezek stabilitásával foglalkozó irodalomban különleges helyet foglal el az orosz tudós, SP munkája. Timosenko. Nevéhez fűződik egy energiamódszer kidolgozása a rugalmas stabilitás problémáinak megoldására. Ezzel a módszerrel az SP. Timosenko elméleti megoldást adott a középsíkban terhelt lemezek stabilitásának problémáira különböző peremfeltételek mellett. Az elméleti megoldásokat szabadon megtámasztott lemezeken, egyenletes összenyomás mellett végzett kísérletsorozattal igazoltam. A tesztek megerősítették az elméletet.

Számítások megfelelőségének értékelése numerikus megoldásokkal való összehasonlítással végeselemes módszerrel és ismert analitikai megoldásokkal

A kapott eredmények megbízhatóságának ellenőrzésére végeselem módszerrel (FEM) numerikus vizsgálatokat végeztünk. Az utóbbi időben a FEM numerikus vizsgálatát egyre gyakrabban alkalmazzák olyan objektív okok miatt, mint a vizsgálati problémák hiánya, a mintákon végzett tesztelés során az összes feltétel betartásának lehetetlensége. A numerikus módszerek lehetővé teszik a kutatást "ideális" körülmények között, minimális hibájuk van, ami valós tesztekben gyakorlatilag megvalósíthatatlan. A numerikus vizsgálatokat az ANSYS programmal végeztük.

A numerikus vizsgálatokat mintákkal végeztük: téglalap alakú lemez; U-alakú és trapéz alakú profilelem hosszanti bordával és gerinc nélkül; profillap (2.11. ábra). 0,7 vastagságú mintákat vettünk figyelembe; 0,8; 0,9 és 1 mm.

A mintákra (2.11. ábra) egyenletes sgsh nyomóterhelést alkalmaztunk a végei mentén, majd egy lépéssel növeltük a Det. A lapos forma lokális kihajlásának megfelelő terhelés megfelelt a ccr kritikus nyomófeszültség értékének. Ezután a (2.24) képlet szerint kiszámítottuk az & (/? i, /? g) stabilitási együtthatót, és összehasonlítottuk a 2. táblázatban szereplő értékkel.

Tekintsünk egy téglalap alakú lemezt, amelynek hossza a = 100 mm és szélessége 6 = 50 mm, és végein egyenletes nyomóterheléssel össze van nyomva. Az első esetben a lemez csuklós rögzítéssel rendelkezik a kontúr mentén, a másodikban - merev tömítéssel az oldalfelületek mentén és csuklós rögzítéssel a végei mentén (2.12. ábra).

Az ANSYS programban egyenletes nyomóterhelést alkalmaztunk a végfelületeken, és meghatároztuk a lemez kritikus terhelését, feszültségét és stabilitási együtthatóját &(/?],/?2). A kontúr mentén felhajtva a lemez a második formában elvesztette stabilitását (két kidudorodást figyeltek meg) (2.13. ábra). Ezután összehasonlítottuk a lemezek numerikusan és analitikailag megállapított k,/32) ellenállási együtthatóit. A számítási eredményeket a 3. táblázat tartalmazza.

A 3. táblázat azt mutatja, hogy az analitikai és a numerikus megoldások eredményei között 1% alatti volt a különbség. Ebből arra a következtetésre jutottunk, hogy a javasolt stabilitás-vizsgálati algoritmus használható bonyolultabb szerkezetek kritikus terheléseinek kiszámítására.

A vékonyfalú profilok lokális stabilitásának számítására javasolt módszertan kiterjesztése a általános eset Az ANSYS programban történő betöltés során numerikus vizsgálatokat végeztünk annak kiderítésére, hogy a nyomóterhelés jellege hogyan befolyásolja a k(y) együtthatót. A kutatási eredményeket grafikonon mutatjuk be (2.14. ábra).

A javasolt számítási módszertan ellenőrzésének következő lépése a profil egy külön elemének vizsgálata volt (2.11. ábra, b, c). A kontúr mentén csuklós rögzítéssel rendelkezik, és a végein egyenletes nyomóterhelés USZH összenyomja (2.15. ábra). A minta stabilitását az ANSYS programban és a javasolt módszer szerint vizsgáltuk. Ezt követően a kapott eredményeket összehasonlították.

Az ANSYS programban a modell készítésekor a nyomóterhelés egyenletes elosztása érdekében a végén két vastag lemez közé vékonyfalú profilt helyeztünk el, és nyomóterhelést alkalmaztunk.

Az U alakú profilelem ANSYS programjában végzett vizsgálat eredménye a 2.16. ábrán látható, amelyen látható, hogy mindenekelőtt a lokális stabilitás elvesztése a legszélesebb lemeznél jelentkezik.

Megengedett terhelési terület a helyi kihajlás figyelembevétele nélkül

A csúcstechnológiás vékonyfalú trapézprofilokból készült teherhordó szerkezeteknél a számítást a megengedett feszültségek módszerei szerint kell elvégezni. A vékonyfalú trapézprofilból készült szerkezetek teherbírásának számításánál mérnöki módszert javasolunk a helyi kihajlás figyelembevételére. A technika MS Excelben van megvalósítva, széles körben alkalmazható, és alapul szolgálhat a megfelelő kiegészítésekhez előírások a vékonyfalú profilok számításánál. Vékonyfalú trapézprofil lemezelemeinek lokális kihajlásából adódó kritikus feszültségek kiszámítására a kutatás és a kapott analitikai függőségek alapján készült. A feladat három részre oszlik: 1) a profil minimális vastagságának meghatározása (a t \ határérték, amelynél nem kell helyi kihajlást figyelembe venni az ilyen típusú számításoknál; 2) a megengedhető terület meghatározása. vékonyfalú trapézprofil terhei, amelyeken belül a teherbírás helyi kihajlás nélkül biztosított; 3) a megengedett NuM értékek tartományának meghatározása, amelyen belül a teherbírás biztosított egy vékonyfalú trapézprofil egy vagy több lemezelemének helyi kihajlása esetén (figyelembe véve a profilszakasz csökkentését).

Ugyanakkor úgy tekintjük, hogy a hajlítónyomaték függését az M = f (N) hosszirányú erőtől a számított szerkezetre az anyagok ellenállási módszereivel vagy a szerkezeti mechanikával kaptuk meg (2.1. ábra). Ismertek a megengedett feszültségek [t] és az anyag folyáshatára cgt, valamint a cst maradó feszültségek lemezelemekben. A lokális stabilitásvesztés utáni számításoknál a „redukciós” módszert alkalmaztuk. Kihajlás esetén a megfelelő lemezelem szélességének 96%-a kizárt.

A lemezelemek lokális kihajlásából adódó kritikus feszültségek számítása és a vékonyfalú trapézprofil határvastagságának kiszámítása Egy vékonyfalú trapézprofilt lemezelemek halmazára osztunk a 4.1. ábra szerint. Ugyanakkor a szomszédos elemek kölcsönös elrendezésének szöge nem befolyásolja a lokális kritikus feszültség értékét

Profil H60-845 ÍVÜLT kihajlás. A görbe vonalú hullámokat egyenes vonalú elemekkel lehet helyettesíteni. A lokális kihajlás kritikus nyomófeszültségei Euler értelmében egy vékonyfalú trapézprofil különálló /-edik lemezelemére, melynek szélessége bt t vastagságnál, az anyag E rugalmassági modulusa és ju Poisson-aránya a terhelés rugalmas szakaszában képlet határozza meg

A k(px, P2) és k(v) együtthatók figyelembe veszik a szomszédos lemezelemek merevségének hatását és a nyomófeszültségek eloszlásának jellegét a lemezelem szélességében. Az együtthatók értékét: k(px, P2) a 2. táblázat szerint határozzuk meg, vagy a képlettel számítjuk

A lemezelem normál feszültségeit a központi tengelyeken az anyagok ellenállásának jól ismert képlete határozza meg. A megengedett terhelések területét a helyi kihajlás figyelembevétele nélkül (4.2. ábra) a kifejezés határozza meg, és egy négyszög, ahol J a profilperiódus szakaszának tehetetlenségi nyomatéka hajlítás közben, F a metszet területe A profilperiódusból ymax és Umіp a profilszakasz szélső pontjainak koordinátái (4.1. ábra).

Itt az F profil metszeti területét és a J szakasz tehetetlenségi nyomatékát egy L hosszúságú periodikus elemre számítjuk, a profil iV hosszirányú ereje és Mb hajlítónyomatéka pedig L-re vonatkozik.

A teherbírás akkor érhető el, ha a tényleges terhelések görbéje M=f(N) a megengedett terhelések tartományába esik, mínusz a helyi kihajlás területe (4.3. ábra). 4.2. ábra. Megengedett terhelési terület a helyi kihajlás figyelembevétele nélkül

Az egyik polc helyi stabilitásának elvesztése a terhelések észleléséből való részleges kizárásához vezet - csökkenti. A csökkentés mértékét a redukciós tényező veszi figyelembe

A teherbírás akkor érhető el, ha a tényleges terhelési görbe a megengedett terhelések tartományába esik, mínusz a helyi kihajlás terhelési területe. Kisebb vastagságoknál a lokális kihajlás vonala csökkenti a megengedett terhelések területét. Helyi kihajlás nem lehetséges, ha a tényleges terhelési görbe csökkentett területen van elhelyezve. Amikor a tényleges terhelések görbéje túlmegy a lokális kihajlás kritikus feszültségének minimális értékének vonalán, újra kell építeni a megengedett terhelések területét, figyelembe véve a profil csökkenését, amelyet a kifejezés határoz meg.