3.2 Calculul mesei rulante

Principiul de bază al construcției proces tehnologicîn instalaţiile moderne, constă în obţinerea de ţevi de acelaşi diametru constant pe o moară continuă, ceea ce permite folosirea unei ţagle şi a unui manşon de asemenea de diametru constant. Obtinerea tevilor cu diametrul necesar se asigura prin reducere. Un astfel de sistem de lucru facilitează și simplifică foarte mult setarea morilor, reduce stocul de scule și, cel mai important, vă permite să mențineți o productivitate ridicată a întregii unități chiar și atunci când rulați țevi cu un diametru minim (după reducere).

Calculăm masa de rulare în funcție de progresul de rulare conform metodei descrise în. Diametrul exterior al conductei după reducere este determinat de dimensiunile ultimei perechi de role.

D p 3 \u003d (1.010..1.015) * D o \u003d 1,01 * 33,7 \u003d 34 mm

unde D p este diametrul țevii finite după moara de reducere.

Grosimea peretelui după morile continue și de reducere trebuie să fie egală cu grosimea peretelui țevii finite, adică. S n \u003d Sp \u003d S o \u003d 3,2 mm.

Deoarece o țeavă de același diametru iese după o moară continuă, luăm D n \u003d 94 mm. În mori continue, calibrarea rolelor asigură că în ultima pereche de role diametrul interior al țevii este cu 1-2 mm mai mare decât diametrul dornului, astfel încât diametrul dornului va fi egal cu:

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

Luăm diametrul dornurilor egal cu 85 mm.

Diametrul interior al manșonului trebuie să asigure introducerea liberă a dornului și se ia cu 5-10 mm mai mare decât diametrul dornului.

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

Acceptăm peretele mânecii:

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

Diametrul exterior al manșoanelor este determinat pe baza valorii diametrului interior și a grosimii peretelui:

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

Diametrul piesei folosite D h =120 mm.

Diametrul dornului morii de perforare este selectat luând în considerare cantitatea de laminare, adică creșterea diametrului interior al manșonului, care este de la 3% la 7% din diametrul interior:

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

Coeficienții de tragere pentru morile de perforare, continue și de reducere sunt determinați prin formulele:

,

Raportul total de extragere este:

Masa de rulare pentru țevi de 48,3×4,0 mm și 60,3×5,0 mm a fost calculată în mod similar.

Masa rulanta este prezentată în Tabel. 3.1.

Tabel 3.1 - Masa rulanta TPA-80

Dimensiunea țevilor finite, mm

Diametrul piesei de prelucrat, mm

Moara de piercing

Moara continua

moara de reducere

Raportul general de alungire

Diametru exterior

grosimea peretelui

Mărimea mânecii, mm

Diametrul dornului, mm

Raportul de extragere

Dimensiuni tevi, mm

Diametrul dornului, mm

Raportul de extragere

Dimensiunea conductei, mm

Număr de standuri

Raportul de extragere

grosimea peretelui

grosimea peretelui

grosimea peretelui

3.3 Calculul calibrării rolelor morii reducătoare

Calibrarea rolei este importantă parte integrantă calculul modului de funcţionare al morii. Acesta determină în mare măsură calitatea țevilor, durata de viață a sculei, distribuția sarcinii în standurile de lucru și antrenament.

Calculul de calibrare al rolei include:

repartizarea deformațiilor parțiale în standurile morii și calculul diametrelor medii ale calibrelor;

determinarea dimensiunilor rolelor.

3.3.1 Distribuția parțială a deformarii

După natura modificării deformaţiilor parţiale, standurile morii de reducere pot fi împărţite în trei grupe: cea de cap la începutul morii, în care reducerile cresc intens la laminare; calibrare (la capatul morii), in care deformarile sunt reduse la o valoare minima, si un grup de standuri intre ele (mijloc), in care deformarile partiale sunt maxime sau apropiate de ele.

La rularea țevilor cu tensiune, valorile deformațiilor parțiale sunt luate pe baza stării de stabilitate a profilului țevii la o valoare a tensiunii plastice care asigură producerea unei țevi de o dimensiune dată.

Coeficientul tensiunii plastice totale poate fi determinat prin formula:

,

Unde
- deformari axiale si tangentiale luate in forma logaritmica; T este valoarea determinată în cazul unui calibru cu trei role prin formula

unde (S/D) cp este raportul mediu dintre grosimea peretelui și diametrul pe perioada de deformare a conductei în moara; factor k ținând cont de modificarea gradului de grosime a țevii.

,

,

unde m este valoarea deformarii totale a conductei de-a lungul diametrului.

.

Valoarea reducerii parțiale critice la un astfel de coeficient de tensiune plastică, conform , poate ajunge la 6% în al doilea stand, 7,5% în al treilea stand și 10% în al patrulea stand. În prima cușcă, se recomandă să luați în intervalul 2,5-3%. Cu toate acestea, pentru a asigura o prindere stabilă, cantitatea de compresie este în general redusă.

În standurile de prefinisare și finisare ale morii se reduce și reducerea, dar pentru a reduce sarcina pe role și a îmbunătăți precizia țevilor finite. În ultimul stand al grupului de dimensionare, se ia reducerea egală cu zero, penultima - până la 0,2 din reducerea din ultimul stand al grupului mijlociu.

În grupa mijlocie de standuri se practică o distribuție uniformă și neuniformă a deformațiilor parțiale. Cu o distribuție uniformă a compresiei în toate arboretele acestui grup, se presupune că acestea sunt constante. Distribuția neuniformă a unor deformații particulare poate avea mai multe variante și poate fi caracterizată prin următoarele modele:

compresia în grupul de mijloc este redusă proporțional de la primele standuri la ultima - modul de cădere;

în primele standuri ale grupului de mijloc, deformațiile parțiale sunt reduse, în timp ce restul sunt lăsate constante;

compresia în grupul de mijloc este mai întâi crescută și apoi redusă;

în primele standuri ale grupului de mijloc, deformările parțiale sunt lăsate constante, iar în rest sunt reduse.

Odată cu scăderea modurilor de deformare în grupul mijlociu de standuri, diferențele de mărime a puterii de rulare și a sarcinii pe unitatea de antrenare scad, cauzată de creșterea rezistenței la deformare a metalului în timpul rulării, datorită scăderii temperaturii acestuia. și o creștere a ratei de deformare. Se crede că reducerea reducerii spre capătul morii îmbunătățește și calitatea suprafeței exterioare a țevilor și reduce variația transversală a peretelui.

La calcularea calibrării rolelor, presupunem o distribuție uniformă a reducerilor.

Valorile deformațiilor parțiale în standurile morii sunt prezentate în fig. 3.1.

Distribuție de sertizare

Pe baza valorilor acceptate ale deformațiilor parțiale, diametrele medii ale calibrelor pot fi calculate folosind formula de producție conducte, și, direct, ... eșecuri) în timpul producție beton spumos. La producție betonul spumos sunt folosite de diverși ... lucrători direct legați de producție beton spumos, îmbrăcăminte specială,...

Productie beton armat fără presiune conducte

Munca de licenta >> Industrie, productie

rulat Productie conducte prin laminare centrifuga. Beton armat conducte sunt realizate... cu metoda centrifuga producție conducte. Incarcarea centrifugelor cu beton... permite efectuarea deformarii formelor. Productie conducte prin presare radială. Acest...

INTRODUCERE

1 STAREA PROBLEMEI PRIVIND TEORIA ȘI TEHNOLOGIA PROFILĂRII ȚEVURILOR MULTIFACEȚATE PRIN DESENĂ FĂRĂ DESEN (REVISTA LITERARĂ).

1.1 Interval conducte de profil cu margini plate și utilizarea lor în tehnologie.

1.2 Principalele metode de producere a țevilor profilate cu margini plate.

1.4 Instrument în formă de desen.

1.5 Desenarea țevilor răsucite elicoidale cu mai multe fațete.

1.6 Concluzii. Scopul și obiectivele cercetării.

2 DEZVOLTAREA UNUI MODEL MATEMATIC DE PROFILARE ȚeviI PRIN DESEN.

2.1 Prevederi și ipoteze de bază.

2.2 Descrierea geometriei zonei de deformare.

2.3 Descrierea parametrilor de putere ai procesului de profilare.

2.4 Evaluarea umplerii colțurilor matriței de desen și strângerea fețelor profilului.

2.5 Descrierea algoritmului de calcul al parametrilor de profilare.

2.6 Analiza computerizată a condițiilor de forță pentru profilarea tuburilor pătrate fără tragere dorn.

2.7 Concluzii.

3 CALCULUL INSTRUMENTULUI PENTRU REZISTENTA PENTRU TRASAREA TEVILOR DE PROFIL.

3.1 Enunțarea problemei.

3.2 Determinarea stării de solicitare a matriței.

3.3 Construirea funcţiilor de cartografiere.

3.3.1 Gaură pătrată.

3.3.2 Orificiu dreptunghiular.

3.3.3 Orificiu plano-oval.

3.4 Un exemplu de calcul al stării de efort a unei matrițe de desen cu o gaură pătrată.

3.5 Un exemplu de calcul al stării de solicitare a unei matrițe de desen cu o gaură rotundă.

3.6 Analiza rezultatelor obtinute.

3.7 Concluzii.

4 STUDII EXPERIMENTALE PRIVIND PROFILAREA TEVILOR PATRAT SI DREPTANGULARES PRIN DESEN.

4.1 Metodologia experimentului.

4.2 Profilarea unei țevi pătrate prin tragere într-o singură tranziție într-o matriță.

4.3 Profilarea unui tub pătrat prin tragere într-o singură trecere cu contra-tension.

4.4 Modelul matematic liniar trifactorial al profilării țevilor pătrate.

4.5 Determinarea umplerii colțurilor matriței de desen și strângerea fețelor.

4.6 Îmbunătățirea calibrării canalelor matrițelor pentru țevi dreptunghiulare.

4.7 Concluzii.

5 DESENUL țevilor cu profil elicoidal răsucite.

5.1 Alegerea parametrilor tehnologici ai desenului cu torsiune.

5.2 Determinarea cuplului.

5.3 Determinarea forței de tragere.

5.4 Studii experimentale.

5.5 Concluzii.

Lista recomandată de dizertații

• Desenarea țevilor cu pereți subțiri cu o unealtă rotativă 2009, candidat la științe tehnice Pastușenko, Tatyana Sergeevna

• Îmbunătățirea tehnologiei de tragere fără dorn a țevilor cu pereți subțiri într-un bloc de matrițe de tragere cu o grosime a peretelui garantată 2005, candidat la științe tehnice Kargin, Boris Vladimirovici

• Îmbunătățirea proceselor și mașinilor pentru fabricarea țevilor profilate la rece pe baza simulării zonei de deformare 2009, doctor în științe tehnice Parshin, Serghei Vladimirovici

• Modelarea procesului de profilare a țevilor multifațetate pentru a-l îmbunătăți și selecta parametrii morii 2005, candidat la științe tehnice Semenova, Natalya Vladimirovna

• Desenarea țevilor din material de întărire anizotrop 1998, Ph.D. Chernyaev, Alexey Vladimirovich

Introducere în teză (parte a rezumatului) pe tema „Îmbunătățirea procesului de profilare a țevilor poliedrice prin desen fără dorn”

Relevanța subiectului. Dezvoltarea activă a sectorului de producție al economiei, cerințele stricte pentru economia și fiabilitatea produselor, precum și pentru eficiența producției necesită utilizarea unor tipuri de echipamente și tehnologie care economisesc resursele. Pentru multe sectoare ale industriei construcțiilor, ingineriei mecanice, fabricarea de instrumente, industria ingineriei radio, una dintre soluții este utilizarea unor tipuri economice de țevi (conducte schimbătoare de căldură și radiatoare, ghidaje de undă etc.), care vă permit: creșterea puterea instalațiilor, rezistența și durabilitatea structurilor, reduc consumul lor de metal, economisesc materiale, îmbunătățesc aspectul. O gamă largă și un volum semnificativ de consum de țevi de profil au făcut necesară dezvoltarea producției acestora în Rusia. În prezent, cea mai mare parte a țevilor profilate este fabricată în atelierele de tragere a țevilor, deoarece operațiunile de laminare la rece și de trefilare sunt suficient de dezvoltate în industria autohtonă. În acest sens, este deosebit de importantă îmbunătățirea producției existente: dezvoltarea și fabricarea sculelor, introducerea de noi tehnologii și metode.

Cele mai comune tipuri de țevi profilate sunt țevi multifațetate (pătrate, dreptunghiulare, hexagonale etc.) de înaltă precizie obținute prin tragerea fără dorn într-o singură trecere.

Relevanța temei tezei este determinată de necesitatea îmbunătățirii calității țevilor cu mai multe fațete prin îmbunătățirea procesului de profilare a acestora fără dorn.

Scopul lucrării este îmbunătățirea procesului de profilare a țevilor poliedrice prin tragere fără dorn prin dezvoltarea unor metode de calcul a parametrilor tehnologici și a geometriei sculei.

Pentru a atinge acest obiectiv, este necesar să rezolvați următoarele sarcini:

1. Creați un model matematic de profilare a țevilor poliedrice prin tragere fără dorn pentru a evalua condițiile de forță, ținând cont de legea de călire neliniară, de anizotropia proprietăților și de geometria complexă a canalului matriței.

2. Determinati conditiile de forta in functie de parametrii fizici, tehnologici si structurali ai profilarii in cazul tragerii fara dorn.

3. Dezvoltarea unei metode de evaluare a capacității de umplere a colțurilor matriței și a strângerii feței la desenarea țevilor cu mai multe fațete.

4. Dezvoltați o metodă de calcul a rezistenței matrițelor modelate pentru a determina parametrii geometrici ai sculei.

5. Dezvoltarea unei metodologii de calcul a parametrilor tehnologici cu profilare si torsiune simultana.

6. Efectuați studii experimentale ale parametrilor tehnologici ai procesului care să asigure o precizie ridicată a dimensiunilor conductelor multifațetate și să verificați adecvarea calculului parametrilor tehnologici de profilare folosind un model matematic.

Metode de cercetare. Studiile teoretice s-au bazat pe principalele prevederi și ipoteze ale teoriei desenului, teoria elasticității, metoda mapărilor conformale și matematica computațională.

Studiile experimentale au fost efectuate în condiții de laborator folosind metodele de planificare matematică a experimentului pe o mașină de testare universală TsDMU-30.

Autorul apără rezultatele calculării parametrilor tehnologici și structurali ai profilării țevilor multifațete prin tragere fără dorn: o metodă de calcul a rezistenței unei matrițe profilate, ținând cont de sarcinile normale în canal; metoda de calcul a parametrilor tehnologici ai procesului de profilare a tevilor poliedrice prin tragere fara dorn; metodologia de calcul a parametrilor tehnologici cu profilare și torsiune simultană în timpul tragerii fără dorn a țevilor poliedrice elicoidale cu pereți subțiri; rezultatele studiilor experimentale.

Noutate științifică. Sunt stabilite regularități pentru modificarea condițiilor de forță în timpul profilării țevilor cu mai multe fațete prin tragere fără dorn, ținând cont de legea de întărire neliniară, de anizotropia proprietăților și de geometria complexă a canalului matriței. Problema determinării stării de solicitare a unei matrițe profilate, care se află sub acțiunea sarcinilor normale din canal, este rezolvată. Se oferă o înregistrare completă a ecuațiilor stării de efort-deformare cu profilare și torsiune simultană a unei țevi poliedrice.

Fiabilitatea rezultatelor cercetării este confirmată de o formulare matematică riguroasă a problemelor, utilizarea metodelor analitice pentru rezolvarea problemelor, metode moderne de realizare a experimentelor și prelucrare a datelor experimentale, reproductibilitatea rezultatelor experimentale, convergența satisfăcătoare a datelor calculate, experimentale și practice. rezultate, conformitatea rezultatelor simulării cu tehnologia de fabricație și caracteristicile țevilor poliedrice finite.

Valoarea practică a lucrării este următoarea:

1. Sunt propuse moduri de obținere a țevilor pătrate 10x10x1mm din aliaj D1 de înaltă precizie, care cresc randamentul cu 5%.

2. Se determină dimensiunile matrițelor profilate, asigurându-se performanța acestora.

3. Combinarea operatiilor de profilare si torsiune scurteaza ciclul tehnologic de fabricare a tevilor poliedrice elicoidale.

4. Calibrare îmbunătățită a canalului matriței pentru profilarea tubului dreptunghiular de 32x18x2mm.

Aprobarea lucrării. Principalele prevederi ale lucrării de disertație au fost raportate și discutate la conferința științifică și tehnică internațională dedicată aniversării a 40 de ani a Uzinei Metalurgice Samara „Noi direcții pentru dezvoltarea producției și consumului de aluminiu și aliaje ale acestuia” (Samara: SSAU, 2000). ); 11 Conferinta Interuniversitara " Modelare matematicăși problemele valorii la limită” (Samara: SGTU, 2001); a doua conferință științifică și tehnică internațională „Fizica metalelor, mecanica materialelor și proceselor de deformare” (Samara: SSAU, 2004); XIV Lecturi Tupolev: Tineretul Internațional Conferinta stiintifica(Kazan: KSTU, 2006); IX Lecturi regale: Conferința științifică internațională pentru tineret (Samara: SSAU, 2007).

Publicații Materialele care reflectă conținutul principal al disertației au fost publicate în 11 lucrări, inclusiv 4 publicații științifice de top, evaluate de colegi, stabilite de Comisia Superioară de Atestare.

Structura și domeniul de activitate. Teza constă din simboluri de bază, introducere, cinci capitole, listă de referințe și anexe. Lucrarea este prezentată pe 155 de pagini de text dactilografiat, inclusiv 74 de figuri, 14 tabele, o bibliografie de 114 titluri și o anexă.

Autorul își exprimă recunoștința personalului Departamentului de Formare a Metalelor pentru sprijinul acordat, precum și conducătorului, profesor de catedra, doctor în științe tehnice. V.R. Kargin pentru comentarii valoroase și asistență practică în lucrare.

Teze similare la specialitatea „Tehnologii și mașini pentru tratarea sub presiune”, 05.03.05 cod VAK

• Îmbunătățirea tehnologiei și echipamentelor pentru producția de țevi capilare din oțel inoxidabil 1984, candidat la științe tehnice Trubitsin, Alexander Filippovici

• Îmbunătățirea tehnologiei de asamblare prin desenarea țevilor compozite cu secțiuni transversale complexe cu un nivel dat de tensiuni reziduale 2002, candidat la științe tehnice Fedorov, Mihail Vasilevici

• Îmbunătățirea tehnologiei și proiectării matrițelor de desen pentru fabricarea profilelor hexagonale pe baza modelării în sistemul „piesă-uneltă” 2012, candidat la științe tehnice Malakanov, Sergey Aleksandrovich

• Investigarea modelelor stării de efort-deformare a metalului în timpul tragerii țevii și dezvoltarea unei metode pentru determinarea parametrilor de putere ai tragerii pe un dorn auto-aliniat 2007, candidat la științe tehnice Malevich, Nikolai Aleksandrovici

• Îmbunătățirea echipamentelor, instrumentelor și mijloacelor tehnologice pentru desenarea țevilor cu cusături drepte de înaltă calitate 2002, candidat la științe tehnice Manokhina, Natalia Grigoryevna

Concluzia disertației pe tema „Tehnologii și mașini pentru tratarea sub presiune”, Shokova, Ekaterina Viktorovna

PRINCIPALELE REZULTATE ȘI CONCLUZII ALE LUCRĂRII

1. Din analiza literaturii științifice și tehnice, rezultă că unul dintre procesele raționale și productive de fabricare a țevilor poliedrice cu pereți subțiri (pătrate, dreptunghiulare, hexagonale, octogonale) este procesul de desenare fără dorn.

2. A fost elaborat un model matematic al procesului de profilare a țevilor cu mai multe fațete prin tragere fără dorn, care face posibilă determinarea condițiilor de forță ținând cont de legea de întărire neliniară, de anizotropia proprietăților materialului țevii și de geometria complexă a canalul matriței. Modelul este implementat în mediul de programare Delphi 7.0.

3. Cu ajutorul unui model matematic se stabilește influența cantitativă a factorilor fizici, tehnologici și structurali asupra parametrilor de putere ai procesului de profilare a conductelor multifațetate prin tragere fără dorn.

4. Au fost dezvoltate tehnici pentru evaluarea capacității de umplere a colțurilor matriței și a strângerii feței în timpul tragerii fără dorn a țevilor poliedrice.

5. A fost dezvoltată o metodă de calcul a rezistenței matrițelor modelate, ținând cont de sarcinile normale în canal, bazată pe funcția de stres Airy, metoda mapărilor conformale și cea de-a treia teorie a rezistenței.

6. S-a construit experimental un model matematic trifactorial de profilare a țevilor pătrate, care face posibilă selectarea parametrilor tehnologici care asigură acuratețea geometriei țevilor rezultate.

7. A fost elaborată și adusă la nivel de inginerie o metodă de calcul a parametrilor tehnologici cu profilare și răsucire simultană a țevilor poliedrice prin tragere fără dorn.

8. Studiile experimentale ale procesului de profilare a țevilor poliedrice prin tragere fără dorn au arătat o convergență satisfăcătoare a rezultatelor analizei teoretice cu datele experimentale.

Lista de referințe pentru cercetarea disertației Candidată la științe tehnice Shokova, Ekaterina Viktorovna, 2008

1.A.c. 1045977 URSS, MKI3 V21SZ/02. Instrument pentru desenarea țevilor cu pereți subțiri Text. / V.N. Ermakov, G.P. Moiseev, A.B. Suntsov și alții (URSS). nr. 3413820; dec. 31.03.82; publ. 07.10.83, Bull. nr. 37. - Zs.

2.A.c. 1132997 URSS, MKI3 V21SZ/00. Matriță compusă pentru desenarea profilelor cu mai multe fațete cu un număr par de fețe Text. / IN SI. Rebrin, A.A. Pavlov, E.V. Nikulin (URSS). -nr 3643364/22-02; dec. 16.09.83; publ. 07.01.85, Bull. Numarul 1. -4s.

3.A.c. 1197756 URSS, MKI4V21S37/25. Metodă de fabricare a țevilor dreptunghiulare. / P.N. Kalinushkin, V.B. Furmanov și alții (URSS). nr. 3783222; licitat.24.08.84; publ. 15.12.85, Bull. nr. 46. - 6s.

4.A.c. 130481 URSS, MKI 7s5. Dispozitiv pentru răsucirea profilelor necirculare prin desenarea textului. / V.L. Kolmogorov, G.M. Moiseev, Yu.N. Shakmaev și alții (URSS). nr. 640189; dec. 02.10.59; publ. 1960, Bull. nr. 15. -2s.

5.A.c. 1417952 URSS, MKI4V21S37/15. Metoda de fabricare a tevilor poliedrice de profil. /A.B. Yukov, A.A. Shkurenko și alții (URSS). nr. 4209832; dec. 01/09/87; publ. 23.08.88, Bull. nr. 31. - 5s.

6.A.c. 1438875 URSS, MKI3 V21S37/15. Metodă de fabricare a țevilor dreptunghiulare. / A.G. Mihailov, L.B. Maslan, V.P. Buzin și alții (URSS). nr. 4252699/27-27; dec. 28.05.87; publ. 23.11.88, Bull. nr. 43. -4s.

7.A.c. 1438876 URSS, MKI3 V21S37/15. Dispozitiv pentru transformarea țevilor rotunde în țevi dreptunghiulare Text. / A.G. Mihailov, L.B. Maslan, V.P. Buzin și alții (URSS). nr. 4258624/27-27; dec. 06/09/87; publ. 23.11.88, Bull. nr. 43. -Zs.

8.A.c. 145522 URSS MKI 7L410. Matriță pentru desenarea țevilor Text./E.V.

9. Kusch, B.K. Ivanov (URSS) - nr. 741262/22; dec. 08/10/61; publ. 1962, Bul. nr. 6. -Zs.

10.A.c. 1463367 URSS, MKI4 V21S37/15. Metoda de fabricare a tevilor poliedrice.Text. / V.V. Yakovlev, V.A. Shurinov, A.I. Pavlov și V.A. Belyavin (URSS). nr. 4250068/23-02; dec. 13.04.87; publ. 07.03.89, Bull. nr. 9. -2s.

11.A.c. 590029 URSS, MKI2V21SZ/00. Matriță de desen pentru profile multifațetate cu pereți subțiri Text. / B.JI. Dyldin, V.A. Aleshin, G.P. Moiseev și alții (URSS). nr. 2317518/22-02; dec. 30.01.76; publ. 30.01.78, Bull. nr. 4. -Zs.

12.A.c. 604603 URSS, MKI2 V21SZ/00. Matriță de desen pentru sârmă dreptunghiulară Text. /J.I.C. Vatrushin, I.Sh. Berin, A.JI. Ceciurin (URSS). -nr 2379495/22-02; dec. 07/05/76; publ. 30.04.78, Bul. nr. 16. 2 str.

13.A.c. 621418 URSS, MKI2 V21SZ/00. Instrument pentru desenarea țevilor poliedrice cu un număr par de fețe Text. / G.A. Savin, V.I. Panchenko, V.K. Sidorenko, L.M. Shlosberg (URSS). nr. 2468244/22-02; dec. 29.03.77; publ. 30.08.78, Bull. nr. 32. -2s.

14.A.c. 667266 URSS, MKI2 V21SZ/02. Text Voloka. / A.A. Fotov, V.N. Duev, G.P. Moiseev, V.M. Ermakov, Yu.G. Bun (URSS). nr. 2575030/22-02; dec. 02/01/78; publ. 15.06.79, Bull. #22, -4s.

15.A.c. 827208 URSS, MKI3 V21SZ/08. Dispozitiv pentru fabricarea conductelor de profil Text. / IN ABSENTA. Lyashenko, G.P. Motseev, S.M. Podoskin și alții (URSS). nr. 2789420/22-02; licitat.29.06.79; publ. 07.05.81, Bull. nr. 17. - Zs.

16.A.c. 854488 URSS, MKI3 V21SZ/02. Instrument de desen Text./

17. S.P. Panasenko (URSS). nr. 2841702/22-02; dec. 23.11.79; publ. 15.08.81, Bull. nr. 30. -2s.

18.A.c. 856605 URSS, MKI3 V21SZ/02. Matriță pentru desenarea profilelor Text. / Yu.S. Zykov, A.G. Vasiliev, A.A. Kochetkov (URSS). nr. 2798564/22-02; dec. 19.07.79; publ. 23.08.81, Bull. nr. 31. -Zs.

19. A.c. 940965 URSS, MKI3 V21SZ/02. Instrument pentru fabricarea suprafețelor profilate Text. / IN ABSENTA. Saveliev, Yu.S. Voskresensky, A.D. Osmanis (URSS) .- Nr. 3002612; dec. 11/06/80; publ. 07.07.82, Bull. nr. 25. Zs.

20. Adler, Yu.P. Planificarea unui experiment în căutarea condițiilor optime Text. / Yu.P. Adler, E.V. Markova, Yu.V. Granovsky M.: Nauka, 1971. - 283p.

21. Alynevsky, JI.E. Forțele de tracțiune în timpul tragerii la rece a țevilor Text. / JI.E. Alşevski. M.: Metallurgizdat, 1952.-124p.

22. Amenzade, Yu.A. Teoria elasticității Text. / Yu.A. Amenzade. M.: Şcoala superioară, 1971.-288s.

23. Argunov, V.N. Calibrarea profilelor profilate Text. / V.N. Argunov, M.Z. Yermanok. M.: Metalurgie, 1989.-206s.

24. Aryshensky, Yu.M. Obținerea anizotropiei raționale în foi Text. / Yu.M. Aryshensky, F.V. Grechnikov, V.Yu. Aryshensky. M.: Metalurgie, 1987-141s.

25. Aryshensky, Yu.M. Teoria și calculele formării plastice a materialelor anizotrope Text. / Yu.M. Aryshensky, F.V. Grechnikov.- M.: Metalurgie, 1990.-304p.

26. Bisk, M.B. Tehnologie rațională pentru fabricarea sculelor de trasat țevi Text. / M.B. Bisk-M.: Metalurgie, 1968.-141 p.

27. Vdovin, S.I. Metode de calcul și proiectare pe calculator a proceselor de ștanțare a foilor și semifabricatelor de profil Text. / S.I. Vdovin - M .: Mashinostroenie, 1988.-160.

28. Vorobyov, D.N. Calibrarea unui instrument pentru desenarea țevilor dreptunghiulare Text. / D.N. Vorobyov D.N., V.R. Kargin, I.I. Kuznetsova// Tehnologia aliajelor ușoare. -1989. -Nu. -p.36-39.

29. Vydrin, V.N. Productie de profile profilate de inalta precizie Text./ V.N. Vydrin şi alţii - M .: Metalurgie, 1977.-184p.

30. Gromov, N.P. Teoria formării metalelor Text./N.P. Gromov -M.: Metalurgie, 1967.-340s.

31. Gubkin, S.I. Critica metodelor existente de calcul a tensiunilor de functionare in OMD /S.I. Gubkin// Metode de inginerie de calcul al proceselor tehnologice OMD. -M.: Mashgiz, 1957. S.34-46.

32. Gulieev, G.I. Stabilitatea secțiunii transversale a conductei în timpul reducerii Text./ G.I. Gulieev, P.N. Ivshin, V.K. Yanovich // Teoria și practica reducerii conductelor. pp. 103-109.

33. Gulieev Yu.G. Modelarea matematică a proceselor OMD Text./ Yu.G. Gulyaev, S.A. Chukmasov, A.B. Gubinsky. Kiev: Nauk. Dumka, 1986. -240p.

34. Gulyaev, Yu.G. Îmbunătățirea preciziei și calității țevilor Text. / Yu.G. Gulieev, M.Z. Volodarsky, O.I. Lev şi alţii - M .: Metalurgie, 1992.-238s.

35. Gun, G.Ya. Baza teoretica prelucrarea metalelor prin presiune Text./ G.Ya. gong. M.: Metalurgie, 1980. - 456s.

36. Gun, G.Ya. Modelarea plastică a metalelor Text. / G.Ya. Gong, P.I. Polukhin, B.A. Prudkovski. M.: Metalurgie, 1968. -416s.

37. Danchenko, V.N. Productie tevi profilate Text./ V.N. Danchenko,

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

39. Dnestrovsky, N.Z. Desen metale neferoase Text. / N.Z. Nistru. M.: Stat. sci.-tech. ed. aprins. după oră și culoare metalurgie, 1954. - 270s.

40. Dorokhov, A.I. Schimbarea perimetrului la desenarea conductelor formate Text. / A.I. Dorokhov// Bul. stiintifice si tehnice informații VNITI. M .: Metallurg-publicat, 1959. - Nr. 6-7. - P.89-94.

41. Dorokhov, A.I. Determinarea diametrului piesei inițiale de prelucrat pentru tragere și laminare fără dorn a țevilor dreptunghiulare, triunghiulare și hexagonale Text. / A.I. Dorokhov, V.I. Shafir// Productie tevi / VNITI. M., 1969. - Numărul 21. - S. 61-63.

42. Dorokhov, A.I. Tensiuni axiale în timpul tragerii țevilor profilate fără dorn Text./ A.I. Dorokhov // Tr. UkrNITI. M.: Metallugizdat, 1959. - Numărul 1. - P.156-161.

43. Dorokhov, A.I. Perspectivele producției de țevi profilate la rece și baza tehnologiei moderne pentru fabricarea acestora Text. / A.I. Dorokhov, V.I. Rebrin, A.P. Usenko// Tevi de tipuri economice: M.: Metalurgie, 1982. -S. 31-36.

44. Dorokhov, A.I. Calibrarea rațională a rolelor de mori multistand pentru producția de țevi de secțiune dreptunghiulară Text./ A.I. Dorokhov, P.V. Savkin, A.B. Kolpakovski //Progresul tehnic în producția de țevi. M.: Metalurgie, 1965.-S. 186-195.

45. Emelianenko, P.T. Productie de laminare si profile de tevi Text. / P.T. Emelianenko, A.A. Shevchenko, S.I. Borisov. M.: Metallurgizdat, 1954.-496s.

46. ​​​​Ermanok, M.Z. Presarea panourilor din aliaj de aluminiu. Moscova: Metalurgie. - 1974. -232p.

47. Ermanok, M.Z. Utilizarea desenului fără dorn în producția de țevi de 1 "Text. / M.Z. Ermanok. M .: Tsvetmetinformatsia, 1965. - 101p.

48. Ermanok, M.Z. Dezvoltarea teoriei desenului Text. / M.Z. Ermanok // Metale neferoase. -1986. Nr 9.- S. 81-83.

49. Ermanok, M.Z. Tehnologie rațională pentru producerea țevilor dreptunghiulare din aluminiu Text. / M.Z. Ermanok M.Z., V.F. Kleymenov. // Metale neferoase. 1957. - Nr. 5. - P.85-90.

50. Zykov, Yu.S. Raport optim al deformațiilor la desenarea profilelor dreptunghiulare Text. / Yu.S. Zykov, A.G. Vasiliev, A.A. Kochetkov // Metale neferoase. 1981. - Nr. 11. -p.46-47.

51. Zykov, Yu.S. Influența profilului canalului de desen asupra forței de tragere Text./Yu.S. Zykov//Știrile universităților. Metalurgia feroasă. 1993. -№2. - P.27-29.

52. Zykov, Yu.S. Studiul formei combinate a profilului longitudinal al zonei de lucru a matriței Text. / Yu.S. Zykov// Metalurgia și chimia cocsului: Tratarea metalelor prin presiune. - Kiev: Tehnica, 1982. - Numărul 78. pp. 107-115.

53. Zykov, Yu.S. Parametri optimi pentru desenarea profilelor dreptunghiulare Text. / Yu.S. Zykov // Megale colorate. 1994. - Nr. 5. - P.47-49. .

54. Zykov, Yu.S. Parametri optimi ai procesului de desenare a unui profil dreptunghiular Text. / Yu.S. Zykov // Metale neferoase. 1986. - Nr. 2. - S. 71-74.

55. Zykov, Yu.S. Unghiuri optime de trasare pentru călirea metalului Text./ Yu.S. Zykov.// Știri ale universităților. 4M. 1990. - Nr. 4. - P.27-29.

56. Ilyushin, A.A. Plastic. Prima parte. Deformatii elastico-plastice / A.A. Ilyushin. -M.: MGU, 2004. -376 p.

57. Kargin, V.R. Analiza desenului fără dorn a țevilor cu pereți subțiri cu contratension Text./ V.R. Kargin, E.V. Shokova, B.V. Kargin // Vestnik SSAU. Samara: SSAU, 2003. - Nr. 1. - P.82-85.

58. Kargin, V.R. Introducere în formarea metalelor

59. Text: manual / V.R. Kargin, E.V. Şokov. Samara: SGAU, 2003. - 170p.

60. Kargin, V.R. Desen țevi cu șurub Text./ V.R. Kargin // Metale neferoase. -1989. nr 2. - P.102-105.

61. Kargin, V.R. Fundamentele experimentului ingineresc: manual / V.R. Kargin, V.M. Zaitsev. Samara: SGAU, 2001. - 86p.

62. Kargin, V.R. Calcul scule pentru desenarea profilelor pătrate și a țevilor Text./ V.R. Kargin, M.V. Fedorov, E.V. Shokova // Actele Centrului Științific Samara al Academiei Ruse de Științe. 2001. - Nr. 2. - T.Z. - S.23 8-240.

63. Kargin, V.R. Calculul îngroșării pereților țevii în timpul tragerii fără dorn Text./ V.R. Kargin, B.V. Kargin, E.V. Shokova// Producția de decupaje în inginerie mecanică. 2004. -№1. -p.44-46.

64. Kasatkin, N.I. Studiul procesului de profilare a conductelor dreptunghiulare Text./ N.I. Kasatkin, T.N. Khonina, I.V. Komkova, M.P. Panova / Studiul proceselor de formare a metalelor neferoase. - M.: Metalurgie, 1974. Ediţia. 44. - S. 107-111.

65. Kirichenko, A.N. Analiza rentabilității diferitelor metode de producere a țevilor de profil cu o grosime constantă a peretelui de-a lungul perimetrului Text./ A.N. Kirichenko, A.I. Gubin, G.I. Denisova, N.K. Khudyakova// Conducte de tipuri economice. -M., 1982. -S. 31-36.

66. Kleimenov, V.F. Alegerea unei piese de prelucrat și calculul unui instrument pentru desenarea țevilor dreptunghiulare din aliaje de aluminiu Text./ V.F. Kleimenov, R.I. Muratov, M.I. Erlich // Tehnologia aliajelor ușoare.-1979.- Nr 6.- P.41-44.

67. Kolmogorov, V.L. Instrument de desen Text./ V.L. Kolmogorov, S.I. Orlov, V.Yu. Şevliakov. -M.: Metalurgie, 1992. -144p.

68. Kolmogorov, B.JI. Tensiuni. Deformari. Text de distrugere./ B.JT. Kolmogorov. M.: Metalurgie, 1970. - 229p.

69. Kolmogorov, B.JI. Probleme tehnologice de desen și presare: manual / B.JI. Kolmogorov. - Sverdlovsk: UPI, 1976. - Numărul 10. -81s.

70. Koppenfels, V. Practica cartografiilor conformale Text. / V. Koppenfels, F. Shtalman. M.: IL, 1963. - 406s.

71. Koff, Z.A. Laminarea la rece a țevilor Text. / PER. Koff, P.M. Soloveichik, V.A. Aleshin și alții.Sverdlovsk: Metallurgizdat, 1962. - 432p.

72. Krupman, Yu.G. Starea actuală a producției mondiale de țevi Text. / Yu.G. Kroopman, J1.C. Lyakhovetsky, O.A. Semenov. M.: Metalurgie, 1992. -81s.

73. Levanov, A.N. Frecarea contactelor în procesele OMD Text. L.N. Leva-nov, V.L. Kolmagorov, S.L. Burkin şi alţii.M .: Metalurgie, 1976. - 416s.

74. Levitansky, M.D. Calculul standardelor tehnice și economice pentru producerea țevilor și profilelor din aliaje de aluminiu pe computere personale Text. / M.D. Levitansky, E.B. Makovskaya, R.P. Nazarova // Metale neferoase. -19,92. -#2. -p.10-11.

75. Lysov, M.N. Teoria și calculul proceselor de fabricație a pieselor prin metode de îndoire Text. / M.N. Lysov M.: Mashinostroenie, 1966. - 236p.

76. Muskhelishvili, N.I. Câteva probleme de bază ale teoriei matematice a elasticității Text. / N.I. Muskhelishvili. M.: Nauka, 1966. -707p.

77. Osadchy, V.Ya. Studiul parametrilor de putere ai conductelor de profilare în matrițe și calibre cu role Text. / V.Ya. Osadchiy, S.A. Stepantsov // Oțel. -1970. -№8.-S.732.

78. Osadchy, V.Ya. Caracteristici ale deformării la fabricarea țevilor profilate de secțiuni dreptunghiulare și variabile Text./ V.Ya. Osadchiy, S.A. Stepantsov // Oțel. 1970. - Nr. 8. - P.712.

79. Osadchy, V.Ya. Calculul tensiunilor și forțelor la desenarea țevilor Text./

80. V.Ya. Osadchy, A.JI. Vorontsov, S.M. Karpov// Producția de produse laminate. 2001. - Nr. 10. - P.8-12.

81. Osadchiy, S.I. Stare de efort-deformare în timpul profilării Text. / V.Ya. Osadchiy, S.A. Getia, S.A. Stepantsov // Știrile universităților. Metalurgia feroasă. 1984. -№9. -p.66-69.

82. Parshin, B.C. Fundamentele ameliorării sistemice a proceselor și morilor de trefilare la rece de țevi / B.C. Parshin. Krasnoyarsk: Editura Krasnoyar. un-ta, 1986. - 192p.

83. Parshin, B.C. Tragere la rece a tuburilor Text./ B.C. Parshin, A.A. Fotov, V.A. Aleshin. M.: Metalurgie, 1979. - 240 ani.

84. Perlin, I.L. Teoria desenului Text. / I.L. Perlin, M.Z. Yermanok. -M.: Metalurgie, 1971.- 448s.

85. Perlin, P.I. Recipiente pentru lingouri plate Text./ P.I. Perlin, L.F. Tolchenova // Sat. tr. VNIImetmash. ONTI VNIImetmash, 1960. - Nr. 1. -p.136-154.

86. Perlin, P.I. Metoda de calcul a recipientelor pentru presare dintr-un lingot plat Text. / P.I. Perlin // Buletinul de inginerie mecanică 1959. - Nr. 5. - P.57-58.

87. Popov, E.A. Fundamentele teoriei ștanțarii foilor.Text. / E.A.Popov. -M.: Mashinostroenie, 1977. 278s.

88. Potapov, I.N. Teoria producerii conductelor Text. / I.N. Potapov, A.P. Kolikov, V.M. Druyan și alții.M .: Metalurgie, 1991. - 406s.

89. Ravin, A.N. Instrument de modelare pentru presarea și desenarea profilelor Text./ A.N. Ravin, E.Sh. Suhodrev, L.R. Dudetskaya, V.L. Shcherbanyuk.- Minsk: Știință și tehnologie, 1988. 232p.

90. Rachtmayer, R.D. Metode de diferență pentru rezolvarea problemelor cu valori la limită Text./ R.D. Rachtmayer. M.: Mir, 1972. - 418s!

91. Savin, G.A. Desen țeavă Text./ G.A. Savin. M.: Metalurgie, 1993.-336s.

92. Savin, G.N. Distribuția tensiunii în apropierea găurilor Text./ G.N.

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

94. Segerlind, JI. Aplicarea textului FEM./JI. Segerlind. M.: Mir, 1977. - 349s.

95. Smirnov-Alyaev, G.A. Problemă axisimetrică a teoriei curgerii plastice în timpul comprimării, expansiunii și tragerii țevilor Text. / G.A. Smirnov-Alyaev, G.Ya. Gong // Izvestiya vuzov. Metalurgia feroasă. 1961. - Nr. 1. - S. 87.

96. Storojev, M.V. Teoria formării metalelor / M.V. Storojev, E.A. Popov. M.: Mashinostroenie, 1977. -432s.

97. Timoşenko, S.P. Rezistenta materialelor Text./S.P. Timoşenko - M.: Nauka, 1965. T. 1.2.-480s.

98. Timoşenko, S.P. Stabilitatea sistemelor elastice Text./S.P. Timoşenko. M.: GITTL, 1955. - 568s.

99. Trusov, P.V. Studiul procesului de profilare a conductelor canelate Text. / P.V. Trusov, V.Yu. Stolbov, I.A. Kron//Prelucrarea metalelor prin presiune. - Sverdlovsk, 1981. Nr. 8. - P.69-73.

100. Hooken, V. Pregătirea tuburilor pentru tragere, metodele de tragere și echipamentele utilizate la desen Text. / V. Hooken // Producția de țevi. Dusseldorf, 1975. Per. cu el. M.: Metallurgizdat, 1980. - 286s.

101. Shevakin, Yu.F. Calculatoare în producția de țevi Text. / Yu.F. Shevakin, A.M. Rytikov. M.: Metalurgie, 1972. -240 de ani.

102. Shevakin Yu.F. Calibrarea unui instrument pentru desenarea țevilor dreptunghiulare Text. / Yu.F. Shevakin, N.I. Kasatkin// Studiul proceselor de formare a metalelor neferoase. -M.: Metalurgie, 1971. Ediţia. nr. 34. - P.140-145.

103. Shevakin Yu.F. Producția de țevi Text./ Yu.F. Shevakin, A.Z. Gleyberg. M.: Metalurgie, 1968. - 440s.

104. Shevakin Yu.F. Producția de țevi din metale neferoase Text. / Yu.F. Shevakin, A.M. Rytikov, F.S. Seidaliev M.: Metallurgizdat, 1963. - 355p.

105. Shevakin, Yu.F., Rytikov A.M. Îmbunătățirea eficienței producției de țevi din metale neferoase Text./ Yu.F. Shevakin, A.M. Rytikov. M.: Metalurgie, 1968.-240.

106. Shokova, E.V. Calibrarea unui instrument pentru desenarea țevilor dreptunghiulare Text. / E.V. Shokova // XIV Lecturi Tupolev: Conferința științifică internațională pentru tineret, Universitatea de Stat din Kazan. tehnologie. un-t. Kazan, 2007. - Volumul 1. - S. 102103.

107. Shurupov, A.K., Freiberg, M.A. Fabricarea tevilor de profile economice Text./A.K. Shurupov, M.A. Freiberg.-Sverdlovsk: Metallurgizdat, 1963-296s.

108. Yakovlev, V.V. Desen de țeavă dreptunghiulară precizie crescută Text./ V.V. Yakovlev, B.A. Smelnitsky, V.A. Balyavin şi alţii // Steel.-1981.-Nr 6-S.58.

109. Yakovlev, V.V. Tensiuni de contact în timpul tragerii țevilor fără dorn. Text./ V.V. Yakovlev, V.V. Ostryakov // Sat: Producția de țevi fără sudură. - M .: Metalurgie, 1975. - Nr. 3. - P. 108-112.

110. Yakovlev, V.V., Desenul țevilor dreptunghiulare pe un dorn mobil Text. / V.V. Yakovlev, V.A. Shurinov, V.A. Balyavin; VNITI. Dnepropetrovsk, 1985. - 6s. - Dep. în Chermetinformare 13.05.1985, Nr. 2847.

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

Vă rugăm să rețineți că textele științifice prezentate mai sus sunt postate pentru revizuire și obținute prin recunoașterea textelor originale ale disertațiilor (OCR). În acest sens, ele pot conține erori legate de imperfecțiunea algoritmilor de recunoaștere. Nu există astfel de erori în fișierele PDF ale disertațiilor și rezumatelor pe care le livrăm.

Ilyashenko A.V. – Conferențiar al Departamentului de Mecanică Structurală
Universitatea de Stat de Construcții din Moscova,
candidat la științe tehnice

Studiul capacității portante a tijelor elastice comprimate cu pereți subțiri care au o deformare inițială și au suferit flambaj local este asociat cu determinarea secțiunii transversale reduse a tijei. Principalele prevederi adoptate pentru studiul stării de efort-deformare în stadiul supercritic a tijelor comprimate cu pereți subțiri neideal sunt date în lucrări. Acest articol discută comportamentul supercritic al tijelor, care sunt prezentate ca un set de elemente de lucru în comun - plăci cu o pierdere inițială, simulând lucrul raftului de profile unghiulare, tee și cruciforme. Acestea sunt așa-numitele plăci-rafturi cu o margine strânsă elastic și cealaltă liberă (vezi figura). În lucrări, o astfel de placă este denumită tipul II.

S-a constatat că sarcina de rupere, care caracterizează capacitatea portantă a tijei, depășește semnificativ sarcina P cr (m), la care există o flambaj locală a profilului imperfect. Din graficele prezentate în , se poate observa că deformațiile fibrelor longitudinale de-a lungul perimetrului secțiunii transversale în stadiul supercritic devin extrem de inegale. În fibrele aflate departe de coaste, deformarile de compresie scad odată cu creșterea sarcinii, iar la sarcini apropiate de limită, datorită curburii ascuțite a acestor fibre din cauza îndoirilor inițiale și a săgeților din ce în ce mai mari de semi-unde longitudinale formate după pierdere locală stabilitate, deformarile de tractiune apar si cresc rapid.

Secțiunile secțiunii transversale cu fibre longitudinale curbate eliberează tensiuni, ca și cum ar fi oprite de la lucrul tijei, slăbind secțiunea efectivă și reducând rigiditatea acesteia. Deci, capacitatea portantă a unui profil cu pereți subțiri nu se limitează la flambajul local. Sarcina maximă, percepută de secțiuni mai rigide (mai puțin curbate) ale secțiunii transversale, poate depăși semnificativ valoarea lui P cr (m) .

Vom obține o secțiune eficientă, redusă, excluzând secțiunile nefuncționale ale profilului. Pentru a face acest lucru, folosim expresia pentru funcția de stres Ф k (x, y), care descrie starea de efort a plăcii a k-a de tip II (vezi).

Să trecem la solicitările supercritice σ kx (în direcția forței exterioare de compresiune), determinate în secțiunea cea mai defavorabilă a tijei (x=0). Să le scriem în formă generală:

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

unde constantele de integrare А km (m=1,2,…,6) și săgețile componentelor de deviere dobândite f kj (j=1,2) se determină din soluția sistemului de ecuații de rezolvare . Acest sistem de ecuații include ecuații variaționale neliniare și condiții la limită care descriu funcționarea în comun a plăcilor de profil neideal. Săgețile f koj (j=1,2,…,5) componente ale deformarii inițiale a plăcii k-a sunt determinate experimental pentru fiecare tip de profil;
ℓ este lungimea semi-undă formată în timpul flambajului local;
s este lățimea plăcii;

β c,d = cs 2 + dℓ 2 ;

β c,d,j = cs 4 + dl 2 s 2 + gl 4 ;

c, d, j sunt numere întregi pozitive.

Lățimea redusă sau efectivă a secțiunii reduse a raftului plăcii (tipul II) este notată cu s p. Pentru a o determina, scriem condițiile pentru trecerea de la secțiunea transversală reală a tijei la cea redusă:

1. Tensiunile din fibrele longitudinale la fața inițială a plăcii (la y=0) adiacent nervurii (vezi figura) rămân aceleași cu cele obținute prin teoria neliniară (1):

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

Pentru determinarea tensiunii σ k2 =σ k max este necesară înlocuirea în (1) a ordonatei celei mai încărcate fibre longitudinale, care se găsește din condiția: ∂σ kx /∂y=0.

2. Suma forțelor interne din placă în timpul trecerii la secțiunea redusă în direcția forței de compresiune nu se modifică:

3. Momentul forțelor interne față de axa care trece prin fața inițială (y=0) perpendiculară pe planul plăcii rămâne același:

Din figură, este evident că

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

Scriem sistemul de ecuații pentru determinarea lățimii reduse a plăcii s p. Pentru a face acest lucru, înlocuim (1) și (5) în (3) și (4):

unde α=πs/ℓ ; F kr,ξ =f kr f koξ +f kr f kξ +f kor f kξ ;
r, ξ sunt numere întregi pozitive.

Sistemul rezultat de ecuații (6) și (7) face posibilă determinarea lățimii reduse s p a fiecăreia dintre plăcile-rafturi care alcătuiesc o tijă comprimată cu pereți subțiri care a suferit flambaj local. Astfel, secțiunea transversală reală a profilului a fost înlocuită cu una redusă.

Tehnica propusă pare a fi utilă atât din punct de vedere teoretic, cât și din punct de vedere practic, atunci când se calculează capacitatea portantă a tijelor comprimate precurbate cu pereți subțiri, în care formarea locală a undelor este permisă conform cerințelor operaționale.

Lista bibliografică

1. Ilyashenko A.V., Efimov I.B. Stare de efort-deformare după flambajul local a tijelor comprimate cu pereți subțiri, ținând cont de deformarea inițială. Protectie anticoroziva. - Ufa: Lucrări ale in-ta NIIpromstroy, 1981. - P.110-119.
2. Ilyashenko A.V. La calculul profilelor tee cu pereți subțiri, unghi și cruciforme cu cambra inițială // Fundații de piloți. - Ufa: Sat. științific tr. Niipromstroy, 1983. - S. 110-122.
3. Ilyashenko A.V., Efimov I.B. Studiu experimental al tijelor cu pereți subțiri cu elemente lamelare curbate // Organizare și producție lucrari de constructie. - M .: Tsentr.Buro n.-t. Informații despre Minpromstroy, 1983.

TEZĂ PE TEMA:

Producția de țevi

1. OSORTAMENT ŞI CERINŢE ALE DOCUMENTAŢIEI DE REGLEMENTARE PENTRU TEVI

1.1 Schema conductelor

SA „KresTrubZavod” este unul dintre cei mai mari producători de produse pentru țevi din țara noastră. Produsele sale sunt vândute cu succes atât pe plan intern, cât și în străinătate. Produsele fabricate în fabrică îndeplinesc cerințele standardelor interne și externe. Certificatele internaționale de calitate sunt emise de organizații precum: Institutul American de Petrol (API), centrul de certificare german TUV - Reiland.

Atelierul T-3 este unul dintre principalele ateliere ale întreprinderii, produsele sale îndeplinesc standardele prezentate în tabel. 1.1.

Tabel 1.1 - Standarde pentru conductele fabricate

Magazinul produce tevi din calitati de otel carbon, aliat si puternic aliat cu diametrul D=28-89mm si grosimea peretelui S=2,5-13mm.

Practic, atelierul este specializat în producția de tuburi, țevi scop general si conducte destinate prelucrarii ulterioare la rece.

Proprietățile mecanice ale țevilor produse trebuie să corespundă cu cele indicate în Tabel. 1.2.

1.2 Cerința documentației de reglementare

Producția de țevi în atelierul T-3 din KresTrubZavod se realizează conform diferitelor documente de reglementare, cum ar fi GOST, API, DIN, NFA, ASTM și altele. Luați în considerare cerințele DIN 1629.

1.2.1 Sortiment

Acest standard se aplică tuburilor rotunde fără sudură din oțeluri nealiate. Compoziție chimică oţelurile utilizate pentru producerea ţevilor sunt date în Tabelul 1.3.

Tabel 1.2 - Proprietăți mecanice ale conductelor

Tabel 1.3 - Compoziția chimică a oțelurilor

Țevile fabricate conform acestui standard sunt utilizate în principal în diverse aparate în fabricarea rezervoarelor și conductelor, precum și în inginerie mecanică generală și fabricarea de instrumente.

Dimensiunile și abaterile maxime ale conductelor sunt date în Tabelul 1.4., Tabelul 1.5., Tabelul 1.6.

Lungimea conductei este determinată de distanța dintre capete. Tipurile de lungimi ale conductelor sunt date în Tabelul 1.4.

Tabel 1.4 - Tipuri de lungime și toleranțe de lungime

Tabel 1.5 - Abateri ale diametrului admisibil

Tabel 1.6 - Toleranțe la grosimea peretelui

Țevile trebuie să fie cât mai rotunde posibil. Deviația de rotunjime trebuie să fie în limitele toleranțelor diametrului exterior.

Țevile trebuie să fie drepte până la ochi, dacă este necesar, pot fi stabilite cerințe speciale pentru dreptate.

Conductele trebuie tăiate perpendicular pe axa conductei și nu trebuie să prezinte bavuri.

Valorile pentru masele liniare (greutăți) sunt date în DIN 2448. Sunt permise următoarele abateri de la aceste valori:

pentru o singură țeavă + 12% - 8%,

pentru livrări cu o greutate de minim 10 tone +10%–5%.

Denumirea standard pentru țevi care corespunde DIN 1629 indică:

Nume (teava);

Numărul principal al standardului dimensional DIN (DIN 2448);

Dimensiunile principale ale conductei (diametrul exterior × grosimea peretelui);

Numărul principal de condiții tehnice de livrare (DIN 1629);

Denumirea prescurtată a clasei de oțel.

Exemplu simbolțevi conform DIN 1629 cu diametrul exterior de 33,7 mm și grosimea peretelui de 3,2 mm din oțel St 37.0:

Teava DIN 2448–33,7×3,2

DIN 1629-St 37.0.

1.2.2 Cerințe tehnice

Țevile trebuie fabricate în conformitate cu cerințele standardului și conform reglementărilor tehnologice aprobate în modul prescris.

La exterior și suprafata interioarațevile și racordurile nu trebuie captate, chiuvete, apusuri, mănunchiuri, crăpături și nisip.

Se admite ștanțarea și curățarea defectelor indicate, cu condiția ca adâncimea acestora să nu depășească abaterea limitativă minus de-a lungul grosimii peretelui. Sudarea, calafătul sau etanșarea locurilor defecte nu este permisă.

În locurile în care grosimea peretelui poate fi măsurată direct, adâncimea locurilor defecte poate depăși valoarea specificată, cu condiția să se mențină grosimea minimă a peretelui, definită ca diferența dintre grosimea nominală a peretelui țevii și abaterea maximă minus pentru aceasta.

Sunt permise spărturi minore, adâncituri, riscuri, un strat subțire de sol și alte defecte datorate metodei de producție, dacă nu duc grosimea peretelui dincolo de limitele abaterilor minus.

Proprietățile mecanice (limita de curgere, rezistența la tracțiune, alungirea la rupere) trebuie să corespundă valorilor date în tabelul 1.7.

Tabel 1.7 - Proprietăți mecanice

1.2.3 Reguli de acceptare

Conductele sunt prezentate pentru acceptare în loturi.

Lotul trebuie să fie format din țevi de același diametru nominal, aceeași grosime a peretelui și aceeași grupă de rezistență, de același tip și versiune, și să fie însoțit de un singur document care să ateste că calitatea acestora respectă cerințele standardului și să conțină:

Numele producătorului;

Diametrul nominal al țevii și grosimea peretelui în milimetri, lungimea țevii în metri;

Tipul conductelor;

Grupa de rezistență, numărul de căldură, fracția de masă de sulf și fosfor pentru toate căldurile incluse în lot;

Numerele țevilor (de la - la pentru fiecare căldură);

Rezultatele testului;

Denumirea standard.

Control aspect, dimensiunea defectelor și dimensiunile și parametrii geometrici trebuie supuse fiecărei conducte a lotului.

Fracția de masă de sulf și fosfor trebuie verificată de la fiecare căldură. Pentru țevile din metal ale unei alte companii, fracția de masă de sulf și fosfor trebuie să fie certificată printr-un document privind calitatea producătorului de metal.

Pentru a verifica proprietățile mecanice ale metalului, din fiecare căldură se ia câte o țeavă de fiecare dimensiune.

Pentru a verifica aplatizarea, se ia câte o țeavă de la fiecare căldură.

Fiecare conductă va fi supusă unui test de scurgere prin presiunea hidraulică internă.

Dacă se obțin rezultate nesatisfăcătoare ale testului pentru cel puțin unul dintre indicatori, se efectuează teste repetate pe o probă dublă din același lot. Rezultatele retestării se aplică întregului lot.

1.2.4 Metode de testare

Inspecția suprafețelor exterioare și interioare ale țevilor și racordurilor se efectuează vizual.

Adâncimea defectelor trebuie verificată prin tăiere sau în alt mod în unul până la trei locuri.

Verificarea dimensiunilor geometrice și a parametrilor țevilor și racordurilor trebuie efectuată folosind instrumente de măsurare universale sau dispozitive speciale care asigură precizia de măsurare necesară, în conformitate cu documentația tehnică aprobată în modul prescris.

Îndoirea la secțiunile de capăt ale țevii este determinată pe baza dimensiunii săgeții de deviere și este calculată ca coeficientul împărțirii săgeții de deviere în milimetri la distanța de la locul - măsurarea până la capătul cel mai apropiat al țevii în metri.

Testarea țevilor în funcție de greutate ar trebui efectuată pe mijloace speciale pentru cântărire cu o precizie care îndeplinește cerințele acestui standard.

Încercarea de tracțiune trebuie efectuată conform DIN 50 140 pe epruvete longitudinale scurte.

Pentru a verifica proprietățile mecanice ale metalului, o probă este tăiată din fiecare țeavă selectată. Probele trebuie tăiate de-a lungul oricărui capăt al conductei printr-o metodă care nu provoacă modificări ale structurii și proprietăților mecanice ale metalului. Este permisă îndreptarea capetelor probei pentru a fi prinse de clemele mașinii de testare.

Durata încercării de presiune hidraulică trebuie să fie de cel puțin 10 s. În timpul testului, nu trebuie detectate scurgeri în peretele conductei.

1.2.5 Marcare, ambalare, transport și depozitare

Marcarea țevilor trebuie efectuată în următorul volum:

Fiecare conductă aflată la o distanță de 0,4-0,6 m de capătul său trebuie să fie marcată clar prin impact sau moletare:

numărul conductei;

Marca inregistrata a producatorului;

Luna și anul emiterii.

Locul de marcare trebuie să fie încercuit sau subliniat cu vopsea ușoară stabilă.

Înălțimea semnelor de marcare trebuie să fie de 5-8 mm.

La cale mecanică pentru marcarea țevilor este permisă aranjarea pe un rând. Este permisă marcarea numărului de căldură pe fiecare țeavă.

Pe lângă marcarea prin impact sau moletare, fiecare țeavă trebuie marcată cu o vopsea ușoară stabilă:

Diametrul nominal al țevii în milimetri;

Grosimea peretelui în milimetri;

Tipul executiei;

Numele sau marca comercială a producătorului.

Înălțimea semnelor de marcare trebuie să fie de 20-50 mm.

Toate marcajele trebuie aplicate de-a lungul generatricei conductei. Este permisă aplicarea semnelor de marcare perpendiculare pe generatoare prin metoda moletului.

La încărcarea într-o mașină, ar trebui să existe țevi dintr-un singur lot. Țevile se transportă în pachete, bine legate în cel puțin două locuri. Masa pachetului nu trebuie să depășească 5 tone, iar la cererea consumatorului - 3 tone.Este permisă expedierea pachetelor de țevi de diferite loturi într-un singur vagon, cu condiția să fie separate.

2. TEHNOLOGIE ȘI ECHIPAMENTE PENTRU PRODUCȚIA DE ȚEVI

2.1 Descrierea echipamentului principal al magazinului T-3

2.1.1 Descrierea și scurtele caracteristici tehnice ale cuptorului cu vatră mobilă (PSHP)

Cuptorul cu vatră mobilă al magazinului T-3 este proiectat pentru încălzirea țaglelor rotunde cu diametrul de 90...120 mm, lungimea de 3...10 m din oțel carbon, slab aliat și inoxidabil înainte de străpungerea pe TPA -80.

Cuptorul este situat în magazinul T-3, la etajul doi, în compartimentele A și B.

Proiectul cuptorului a fost realizat de Gipromez din orașul Sverdlovsk în 1984. Punerea în funcțiune a fost efectuată în 1986.

Cuptorul este o structură metalică rigidă, căptușită din interior cu materiale refractare și termoizolante. Dimensiunile interioare ale cuptorului: lungime - 28,87 m, latime - 10,556 m, inaltime - 924 si 1330 mm, caracteristicile de functionare ale cuptorului sunt prezentate in Tabelul 2.1. Sub cuptor se realizează sub formă de grinzi fixe și mobile, cu ajutorul cărora piesele de prelucrat sunt transportate prin cuptor. Grinzile sunt căptușite cu materiale termoizolante și refractare și încadrate cu un set special de piese turnate rezistente la căldură. Partea superioară a grinzilor este realizată din masă de mullit-corindon MK-90. Acoperișul cuptorului este realizat suspendat din materiale refractare modelate și izolat cu material termoizolant. Pentru a menține cuptorul și a conduce procesul tehnologic, pereții sunt echipați cu ferestre de lucru, o fereastră de încărcare și o fereastră de descărcare metalică. Toate ferestrele sunt dotate cu obloane. Incalzirea cuptorului se realizeaza cu gaz natural, arse cu ajutorul arzatoarelor de tip GR (arzator cu radiatii). presiune scăzută) instalat pe boltă. Cuptorul este împărțit în 5 zone termice cu 12 arzătoare fiecare. Aerul de ardere este furnizat de două ventilatoare VM-18A-4, dintre care unul servește ca rezervă. Gazele de ardere sunt îndepărtate printr-un colector de fum situat pe acoperiș la începutul cuptorului. În plus, gazele de ardere sunt emise în atmosferă printr-un sistem de coșuri și coșuri căptușite cu metal, cu ajutorul a două evacuatoare de fum VGDN-19. Un schimbător de căldură tubular cu buclă cu 6 secțiuni (CP-250) este instalat pe coș pentru încălzirea aerului furnizat arderii. Pentru o utilizare mai completă a căldurii gazelor reziduale, sistemul de evacuare a fumului este echipat cu un cuptor de încălzire cu dorn (PPO) cu o singură cameră.

Eliberarea piesei de prelucrat încălzite din cuptor se realizează folosind o masă internă cu role răcită cu apă, ale cărei role au o duză rezistentă la căldură.

Cuptorul este dotat cu sistem de televiziune industrial. Comunicarea cu voce tare este asigurată între panourile de control și panoul de instrumente.

Cuptorul este echipat cu sisteme automate de control regim termic, siguranta automata, noduri pentru monitorizarea parametrilor de functionare si semnalizarea abaterilor parametrilor de la norma. Următorii parametri sunt supuși reglementării automate:

Temperatura cuptorului în fiecare zonă;

Raportul gaz-aer pe zone;

Presiunea gazului în fața cuptorului;

Presiunea în spațiul de lucru al cuptorului.

Pe lângă modurile automate, este oferit un mod la distanță. Sistemul de control automat include:

Temperatura cuptorului pe zone;

Temperatura pe lățimea cuptorului în fiecare zonă;

Temperatura gazelor care ies din cuptor;

Temperatura aerului după schimbătorul de căldură pe zone;

Temperatura gazelor arse în fața schimbătorului de căldură;

Temperatura fumului în fața extractorului de fum;

Consumul de gaze naturale pentru cuptor;

Consumul de aer pentru cuptor;

Aspirați în porcul din fața extractorului de fum;

Presiunea gazului în colectorul comun;

Presiunea gazului și a aerului în colectoare de zonă;

Presiunea cuptorului.

Cuptorul este prevazut cu opritor de gaz natural cu alarma luminoasa si sonora in cazul scaderii presiunii gazului si aerului in colectoarele de zona.

Tabel 2.1 - Parametrii de funcționare ai cuptorului

Consumul de gaz natural pentru cuptor (maximum) nm 3/ora	5200
1 zona	1560
2 zona	1560
3 zona	1040
4 zona	520
zona 5	520
Presiunea gazelor naturale (maxim), kPa înainte
cuptor	10
arzător	4
Consumul de aer pentru cuptor (maxim) nm 3 / oră	52000
Presiunea aerului (maxim), kPa înainte
cuptor	13,5
arzător	8
Presiunea sub cupolă, Pa	20
Temperatura de încălzire a metalului, °С (maximum)	1200...1270
Compoziția chimică a produselor de ardere în zona a patra, %
CO2	10,2
Cam 2	3,0
ASA DE	0
Temperatura produselor de ardere în fața schimbătorului de căldură, °C	560
Temperatura de încălzire a aerului în schimbătorul de căldură, °C	Până la 400
Rata de eliberare a spațiilor, sec	23,7...48
Capacitate cuptor, t/h	10,6... 80

Alarma sonoră de urgență se declanșează și atunci când:

Creșterea temperaturii în zonele a 4-a și a 5-a (t cp = 1400°C);

Creșterea temperaturii gaze de ardereînaintea schimbătorului de căldură (t cu p = 850°С);

Creșterea temperaturii gazelor arse în fața evacuatorului de fum (t cp =400°C);

Căderea presiunii apei de răcire (p cf = 0,5 atm).

2.1.2 Scurte caracteristici tehnice ale liniei tăiere la cald

Linia pentru tăierea la cald a piesei de prelucrat este destinată sarcinii unei tije încălzite în foarfece, tăierea piesei de prelucrat la lungimea necesară și îndepărtarea piesei tăiate din foarfece.

O scurtă descriere tehnică a liniei de tăiere la cald este prezentată în Tabelul 2.2.

Echipamentul liniei de tăiere la cald include foarfecele în sine (modele SKMZ) pentru tăierea piesei de prelucrat, un opritor mobil, o masă cu role de transport, un ecran de protecție pentru a proteja echipamentul de radiațiile termice de la fereastra de descărcare a PSHP. Foarfecele sunt proiectate pentru tăierea fără deșeuri a metalului, cu toate acestea, dacă se formează tăieturi reziduale ca urmare a oricăror motive de urgență, atunci un jgheab și o cutie în groapă, lângă foarfece, sunt instalate pentru a le colecta. În orice caz, lucrul liniei de tăiere la cald a piesei de prelucrat trebuie să fie organizat astfel încât să excludă formarea de decupări.

Tabel 2.2 - Scurte caracteristici tehnice ale liniei de tăiere la cald

Parametrii barei de tăiat
Lungime, m	4,0…10,0
Diametru, mm	90,0…120,0
Greutate maxima, kg	880
Lungimea spațiilor, m	1,3...3.0
Temperatura tijei, ОС	1200
Productivitate, bucată/h	300
Viteza de transport, m/s	1
Oprire de deplasare, mm	2000
Clip video
Diametrul butoiului, mm	250
Lungimea butoiului, mm	210
Diametrul de rulare, mm	195
Pasul rolei, mm	500
Consum de apă per rolă răcită cu apă, m 3 / h	1,6
Consum de apă per rolă răcită cu apă cu cutii de osii răcite cu apă, m 3 / h	3,2
Consumul de apă pe ecran, m 3 / h	1,6
Nivel de sunet, dB, nu mai mult	85

După încălzirea tijei și eliberarea acesteia, aceasta trece printr-un termostat (pentru a reduce scăderea temperaturii de-a lungul lungimii piesei de prelucrat), ajunge la opritorul mobil și este tăiată în piese de prelucrat de lungimea necesară. După efectuarea tăierii, opritorul mobil este ridicat cu ajutorul unui cilindru pneumatic, piesa de prelucrat este transportată de-a lungul mesei cu role. După ce trece peste opritor, coboară în poziţia de lucru şi se repetă ciclul de tăiere. Pentru a îndepărta depunerile de sub rolele mesei cu role, foarfecele de tăiere la cald, un sistem de detartrare este prevăzut, pentru a îndepărta garniturile - un jgheab și o cutie de primire. După părăsirea mesei cu role a liniei de tăiere la cald, țagla intră în masa rolelor de primire a morii de perforare.

2.1.3 Dispozitivul și caracteristicile tehnice ale principalelor și echipament auxiliar sectiunea moara de piercing

Moara de perforare este proiectată pentru perforarea unei piese solide într-un manșon gol. Pe TPA-80, este instalată o moară de perforare cu 2 role cu role în formă de butoi sau în formă de cupă și linii de ghidare. Specificatii tehnice moara de perforare este prezentată în Tabelul 2.3.

Există o masă cu role răcită cu apă în fața morii de perforare, concepută pentru a primi piesa de prelucrat de pe linia de tăiere la cald și a o transporta la centru. Masa cu role este formată din 14 role acționate individual, răcite cu apă.

Tabel 2.3 - Caracteristicile tehnice ale morii de perforare

Dimensiunile piesei de cusut:
Diametru, mm	100…120
Lungime, mm	1200…3350
Mărimea mânecii:
Diametrul exterior, mm	98…126
Grosimea peretelui, mm	14…22
Lungime, mm	1800…6400
Numărul de rotații ale unității principale, rpm	285…400
Raportul de transmisie al cuștii angrenajului	3
Puterea motorului, kW	3200
Unghiul de avans, °	0…14
Forța de rulare:
Radial maxim, kN	784
Axial maxim, kN	245
Cuplul maxim pe rolă, kNm	102,9
Diametru rola de lucru, mm	800…900
Surub de presiune:
Cursa maxima, mm	120
Viteza de deplasare, mm/s	2

Instrumentul de centrare este conceput pentru a debloca o adâncitură centrală cu un diametru de 20…30 mm și o adâncime de 15…20 mm la capătul unei piese de prelucrat încălzite și este un cilindru pneumatic în care alunecă un percutor cu vârf.

După centrare, țagla încălzită intră în grătar pentru transferul său ulterior în jgheabul mesei frontale a morii de perforare.

Masa frontală a morii de perforare este proiectată pentru a primi o țagle încălzită care se rostogolește pe grătar, aliniază axa țaglei cu axa perforației și ține-o în timpul perforației.

Pe partea de ieșire a morii se instalează centralizatoare cu role ale tijei dornului, care susțin și centrează tija, atât înainte de străpungere, cât și în timpul străpungerii, când asupra acesteia acționează forțe axiale mari și este posibilă îndoirea sa longitudinală.

În spatele centralizatoarelor se află un mecanism staționar de reglare a împingerii cu un cap de deschidere, acesta servește la perceperea forțelor axiale care acționează asupra tijei cu dornul, reglarea poziției dornului în zona de deformare și trecerea manșonului în afara morii de perforare.

2.1.4 Amenajarea și caracteristicile tehnice ale echipamentului principal și auxiliar al secției de moara continuă

Moara continuă este proiectată pentru laminarea țevilor brute cu un diametru de 92 mm și o grosime a peretelui de 3…8 mm. Laminarea se realizează pe un dorn lung plutitor de 19,5 m lungime.Scurte caracteristici tehnice ale morii continue sunt prezentate în Tabelul 2.4., Tabelul 2.5. sunt date rapoarte de transmisie.

În timpul rulării, moara continuă funcționează astfel: manșonul este transportat de o masă cu role în spatele morii de perforare până la o oprire mobilă și, după oprire, este transferat pe grătarul din fața morii continue cu ajutorul unui transportor cu lanț și rostogolit înapoi pe pârghiile dozatorului.

Tabel 2.4 - Scurte caracteristici tehnice ale morii continue

Nume		Valoare
Diametrul exterior al conductei de tiraj, mm		91,0…94,0
Grosimea peretelui țevii brute, mm		3,5…8,0
Lungimea maximă a conductei de tiraj, m		30,0
Diametrul dornelor frei continue, mm		74…83
Lungimea dornului, m		19,5
Diametrul lupilor, mm		400
Lungimea cilindrului, mm		230
Diametrul gâtului rulou, mm		220
Distanța dintre axele standurilor, mm		850
Cursul șurubului de presiune superior cu role noi, mm	Sus	8
	Jos	15
Cursul șurubului de presiune inferioară cu role noi, mm	Sus	20
	Jos	10
Viteza superioară de ridicare a rolului, mm/s		0,24
Frecvența de rotație a motoarelor principale, rpm		220…550

Dacă există defecte la manșon, operatorul, prin pornirea manuală a blocatorului și a împingătoarelor, îl direcționează în buzunar.

Cu pârghiile dozatorului coborâte, manșonul bun se rostogolește în jgheab, este apăsat de pârghiile de prindere, după care se introduce un dorn în manșon cu ajutorul rolelor de reglare. Când capătul frontal al dornului ajunge la marginea frontală a manșonului, clema este eliberată, iar manșonul este fixat într-o moară continuă cu ajutorul rolelor de împingere. În același timp, viteza de rotație a rolelor de tragere a dornului și a manșonului este stabilită în așa fel încât, în momentul în care manșonul este capturat de primul suport al morii continue, capătul din față al dornului este avansat. cu 2,5 ... 3 m.

După rularea pe o moară continuă, o țeavă brută cu dorn intră în extractorul dornului, o scurtă caracteristică tehnică este prezentată în Tabelul 2.6. După aceea, țeava este transportată de o masă cu role în zona de tăiere a capătului din spate și se apropie de oprirea staționară la secțiunea de tăiere a capătului din spate al țevii, sunt date caracteristicile tehnice ale echipamentului secțiunii POZK. în tabelul 2.7. Ajunsă la oprire, țeava este aruncată de un ejector cu șurub pe grătarul din fața mesei cu role de nivelare. Apoi, țeava se rostogolește pe grătar pe masa cu role de nivelare, se apropie de opritorul care determină lungimea tăieturii și este transferată bucată cu bucată de la masa cu role de nivelare pe grătarul din fața mesei cu role de evacuare, în timp ce în timpul mișcare, capătul din spate al țevii este tăiat.

Capătul tăiat al țevii este transferat de un transportor pentru deșeuri într-un recipient pentru deșeuri situat în afara atelierului.

Tabel 2.5 - Raportul de transmisie al cutiilor de viteze ale frezei continue și puterea motorului

Tabel 2.6 - Scurte caracteristici tehnice ale extractorului cu dorn

Tabelul 2.7 - Scurte caracteristici tehnice ale secțiunii de tăiere a capătului din spate al țevii

2.1.5 Principiul de funcționare al echipamentului principal și auxiliar al secțiunii morii de reducere și al răcitorului

Echipamentul acestei sectii este destinat transportului conductei de tiraj prin instalatia de incalzire prin inductie, rulare pe moara de reducere, racire si transportare in continuare la sectia de taiere la rece.

Încălzirea țevilor brute în fața morii de reducere se realizează în unitatea de încălzire INZ - 9000/2.4, care constă din 6 blocuri de încălzire (12 inductoare) situate direct în fața morii de reducere. Conductele intră în instalația de inducție una după alta într-un flux continuu. În lipsa recepției țevilor din moara continuă (când laminarea este oprită), este permisă alimentarea individuală a țevilor „reci” depuse către instalația de inducție. Lungimea conductelor specificate în instalație nu trebuie să depășească 17,5 m.

Tip de freza de reducere - 24 de suporturi, 3 role cu două poziții de rulment a rolelor și antrenare individuală a standurilor.

După rularea pe moara reducătoare, țeava intră fie în pulverizator și în masa de răcire, fie direct în masa de răcire a morii, în funcție de cerințele pentru proprietățile mecanice ale țevii finite.

Designul și caracteristicile tehnice ale pulverizatorului, precum și parametrii de răcire a țevii din acesta, sunt un secret comercial al OAO KresTrubZavod și nu sunt menționați în această lucrare.

În tabelul 2.8. caracteristicile tehnice ale instalatiei de incalzire sunt prezentate, in Tabelul 2.9.- o scurta caracteristica tehnica a morii de reducere.

Tabel 2.8 - Scurte caracteristici tehnice ale instalației de încălzire INZ-9000 / 2.4

2.1.6 Echipamente pentru tăierea țevilor la lungime

Pentru tăierea țevilor la lungimi în atelierul T-3 se folosește un ferăstrău de tăiere lot Wagner model WVC 1600R, ale cărui caracteristici tehnice sunt date în Tabel. 2.10. Se folosesc și ferăstraie model KV6R - caracteristici tehnice din tabelul 2.11.

Tabel 2.9 - Scurte caracteristici tehnice ale morii de reducere

Tabel 2.10 - Caracteristici tehnice ale ferăstrăului WVC 1600R

Nume parametru		Valoare
Diametrul țevilor tăiate, mm		30…89
Lățimea pachetelor tăiate, mm		200…913
Grosimea peretelui țevilor tăiate, mm		2,5…9,0
Lungimea conductei după tăiere, m		8,0…11,0
Lungimea capetelor conductei de tăiat	Față, mm	250…2500
	Spate, mm
Diametrul pânzei de ferăstrău, mm		1600
Număr de dinți pe pânza ferăstrăului, buc	Segment	456
	Carbură	220
Viteza de taiere, mm/min		10…150
Diametrul minim al pânzei de ferăstrău, mm		1560
Alimentare suport ferăstrău circular, mm		5…1000
Rezistența maximă la tracțiune a țevilor, N / mm 2		800

2.1.7 Echipamente pentru îndreptarea țevilor

Țevile tăiate la lungime conform comenzii sunt trimise pentru îndreptare. Îndreptarea se realizează pe mașinile de îndreptat RVV320x8, concepute pentru îndreptarea țevilor și tijelor din calități de oțel carbon și slab aliat în stare rece, cu o curbură inițială de până la 10 mm pe 1 metru liniar. Caracteristicile tehnice ale mașinii de îndreptat RVV 320x8 sunt date în Tabel. 3.12.

Tabel 2.11 - Caracteristici tehnice ale ferăstrăului model KV6R

Nume parametru	Valoare
Lățimea unui pachet cu un singur rând, mm	Nu mai mult de 855
Lățimea deschiderii clemei piesei de prelucrat, mm	20 până la 90
Treceți în direcția verticală a clemei piesei de prelucrat, mm	Nu mai mult de 275
Cursa suport pânzei de ferăstrău, mm	650
Viteza de avans a pânzei de ferăstrău (în trepte) mm/min	nu mai mult de 800
Mișcare rapidă inversă a pânzei de ferăstrău, mm/min	Nu mai mult de 6500
Viteza de taiere, m/min	40; 15; 20; 30; 11,5; 23
Lungimea prinsă a pachetului de conducte pe partea de intrare, mm	Cel puțin 250
Lungimea de prindere a pachetului de conducte pe partea de refulare, mm	Cel puțin 200
Diametrul pânzei de ferăstrău, mm	1320
Numărul de segmente per lamă de ferăstrău, PC	36
Număr de dinți pe segment, buc	10
Diametrul tevilor prelucrate, mm	20 până la 90

Tabel 2.12 - Caracteristici tehnice ale mașinii de îndreptat RVV 320x8

Nume parametru		Valoare
Diametrul țevilor îndreptate, mm		25...120
Grosimea peretelui țevilor îndreptate, mm		1,0...8,0
Lungimea țevilor îndreptate, m		3,0...10,0
Limita de curgere a metalului țevilor îndreptate, kgf / mm 2	Diametru 25…90 mm	Pana la 50
	Diametru 90…120 mm	pana la 33
Viteza de îndreptare a conductei, m/s		0,6...1,0
Pas între axele de rulare, mm		320
Diametrul rolelor în gât, mm		260
Număr de role, buc	Condus	4
	singur	5
Unghiuri de rulare, °		45°...52°21'
Cea mai mare cursă a rolelor superioare de la marginea superioară a celor inferioare, mm		160
Acționare de rotație a rolei	tipul motorului	D-812
	Tensiune, V	440
	putere, kWt	70
	Viteza de rotație, rpm	520

2.2 Tehnologia existentă pentru producția de țevi pe TPA-80 SA „KresTrubZavod”

Piesa de prelucrat sub formă de tije care intră în atelier este depozitată în depozitul interior. Înainte de a fi pus în producție, este supus unei inspecții selective pe un suport special și, dacă este necesar, reparat. Cântare au fost instalate la locul de pregătire a țaglelor pentru a controla greutatea metalului pus în producție. Semifabricatele din depozit sunt alimentate cu o macara rulantă electrică la grătarul de încărcare din fața cuptorului și încărcate în cuptorul de încălzire cu o vatră mobilă în conformitate cu programul și viteza de rulare.

Respectarea schemei de așezare a semifabricatelor este realizată vizual de jardiniera metalică. Piesa de prelucrat este încărcată în cuptor una câte una în fiecare, printr-unul sau mai multe trepte ale plăcilor de ghidare ale grinzilor mobile, în funcție de viteza de laminare și de multiplicitatea tăieturii. La schimbarea calității de oțel, a căldurii și a dimensiunii țevii, montatorul separă clasele de oțel, se încălzește astfel: cu o lungime de țagle de 5600-8000 mm, căldurile sunt separate prin deplasarea primelor două tije de-a lungul lățimii cuptorului; clasele de oțel sunt separate prin deplasarea primelor patru tije de-a lungul lățimii cuptorului; cu o lungime de țagle de 9000-9800 mm, separarea calităților de oțel, încălzirile unele de altele se efectuează în timpul plantării cu un interval de 8-10 pași, precum și numărarea numărului de țagle plantate în PSHP și emise, care sunt controlat de încălzitorul de metal PSHP și de tăietorul de forfecare la cald prin verificare cu panourile de control. TPA-80; la schimbarea dimensiunii (transbordarea morii) țevilor laminate, plantarea metalului în cuptor se oprește „5-6 trepte” înainte ca moara să se oprească, la oprirea pentru transbordare, metalul „fa un pas înapoi cu 5-6 pași” înapoi. . Mișcarea pieselor de prelucrat prin cuptor este efectuată de trei grinzi mobile. În timpul pauzelor ciclului de mișcare, grinzile mobile sunt setate la nivelul focarului. Timpul necesar de încălzire este asigurat prin măsurarea timpului ciclului pas. Presiunea excesivă în spațiul de lucru ar trebui să fie de la 9,8 Pa la 29,4 Pa, coeficientul de flux de aer =1,1 - 1,2.

Când țaglele de diferite calități de oțel sunt încălzite într-un cuptor, durata încălzirii este determinată de metalul care are cel mai lung timp de rezidență în cuptor. Încălzirea de înaltă calitate a metalului este asigurată de trecerea uniformă a pieselor de prelucrat pe toată lungimea cuptorului. Piesele de prelucrat încălzite sunt livrate la masa internă a rolelor de descărcare și sunt livrate la linia de tăiere la cald.

Pentru a reduce răcirea pieselor de prelucrat în timpul nefuncționării, pe masa cu role este prevăzut un termostat pentru transportul pieselor de prelucrat încălzite la foarfece, precum și posibilitatea de a returna (învârtirea inversă) a unei piese de prelucrat netăiate în cuptor și de a o găsi în timpul nefuncționării.

În timpul funcționării, este posibilă o oprire la cald a cuptorului. O oprire la cald a unui cuptor este considerată a fi o oprire fără întreruperea alimentării cu gaz natural. În timpul opririlor la cald, grinzile mobile ale cuptorului sunt setate la nivelul celor fixe. Ferestrele de descărcare și încărcare sunt închise. Debitul de aer este redus de la 1,1-1,2 la 1,0:-1,1 folosind reglatorul „combustibil-aer”. Presiunea din cuptor la nivelul focarului devine pozitivă. Când moara se oprește: până la 15 minute - temperatura pe zone este setată la limita inferioară, iar metalul este „retras” cu două trepte; de la 15 minute la 30 de minute - temperatura în zonele III, IV, V este redusă cu 20-40 0 С, în zonele I, II cu 30-60 0 С de la limita inferioară; peste 30 de minute - temperatura in toate zonele este redusa cu 50-150 0 C fata de limita inferioara, in functie de durata timpului de oprire. Spațiile libere „se dau înapoi” cu 10 pași înapoi. Cu un timp de nefuncționare de 2 până la 5 ore, este necesar să se elibereze zonele IV și V ale cuptorului de semifabricate. Blankurile din zonele I și II sunt descărcate în buzunar. Descărcarea metalului se realizează cu o jardinieră metalică cu PU-1. Temperatura din zonele V și IV este redusă la 1000-I050 0 C. Când se oprește mai mult de 5 ore, întregul cuptor este eliberat de metal. Creșterea temperaturii se realizează treptat cu 20-30°C, la o viteză de creștere a temperaturii de 1,5-2,5°C/min. Odată cu creșterea timpului de încălzire a metalului din cauza ratei scăzute de laminare, temperatura din zonele I, II, III este redusă cu 60 0 C, 40 0 ​​​​C, respectiv 20 0 C, de la limita inferioară. , iar temperatura din zonele IV, V la limitele inferioare. În general, cu funcționarea stabilă a întregii unități, temperatura este distribuită între zone după cum urmează (Tabelul 2.13).

După încălzire, piesa de prelucrat intră pe linia de tăiere la cald a piesei de prelucrat. Echipamentul liniei de tăiere la cald include foarfecele în sine pentru tăierea piesei de prelucrat, un opritor mobil, o masă cu role de transport, un ecran de protecție pentru a proteja echipamentul de radiațiile termice de la fereastra de descărcare a cuptorului cu vatră. După încălzirea tijei și eliberarea acesteia, aceasta trece prin termostat, ajunge la opritorul mobil și este tăiată în semifabricate de lungimea necesară. După efectuarea tăierii, opritorul mobil este ridicat cu ajutorul unui cilindru pneumatic, piesa de prelucrat este transportată de-a lungul mesei cu role. După ce trece peste opritor, coboară în poziția de lucru și ciclul de tăiere continuă.

Tabel 2.13 - Distribuția temperaturii în cuptor pe zone

Piesa de prelucrat măsurată este transferată de o masă cu role în spatele foarfecelor către centrator. Piesa de prelucrat centrată este transferată de ejector pe grătarul din fața morii de perforare, de-a lungul căruia se rostogolește până la întârziere și, când partea de ieșire este gata, este transferată în jgheab, care este închisă cu un capac. Cu ajutorul împingătorului, cu opritorul ridicat, piesa de prelucrat este introdusă în zona de deformare. În zona de deformare, piesa de prelucrat este străpunsă pe un dorn ținut de tijă. Tija se sprijină pe geamul capului de împingere al mecanismului de reglare a împingerii, a cărui deschidere nu permite blocarea. Îndoirea longitudinală a tijei din cauza forțelor axiale apărute în timpul rulării este împiedicată de centralizatoare închise, ale căror axe sunt paralele cu axa tijei.

In pozitia de lucru, rolele sunt aduse in jurul tijei de un cilindru pneumatic printr-un sistem de parghii. Pe măsură ce capătul frontal al manșonului se apropie, rolele centralizatoare sunt separate secvenţial. După încheierea perforației piesei de prelucrat, primele role sunt reduse de cilindrul pneumatic, care mută manșonul din role, astfel încât interceptorul tijei să poată fi capturat de pârghiile interceptoare a tijei, apoi încuietoarea și capul frontal sunt pliate, rolele de distribuire sunt reunite și manșonul la o viteză crescută este eliberat cu o viteză crescută de către capul de împingere pe masa cu role din spatele morii de perforare.

După fulgerare, manșonul este transportat de-a lungul mesei cu role până la opritorul mobil. Mai mult, manșonul este deplasat de un transportor cu lanț către partea de intrare a morii continue. După transportor, manșonul se rulează de-a lungul grătarului înclinat până la distribuitor, care ține manșonul în fața părții de intrare a morii continue. Sub ghidajele grilei înclinate există un buzunar pentru colectarea cartuşelor defecte. Din grătarul înclinat, manșonul este aruncat în jgheabul de primire a morii continue cu cleme. În acest moment, un dorn lung este introdus în manșon folosind o pereche de role de frecare. Când capătul frontal al dornului ajunge la capătul frontal al manșonului, clema manșonului este eliberată, două perechi de role de tragere sunt aduse pe manșon, iar manșonul cu dornul este fixat într-o moară continuă. În același timp, viteza de rotație a rolelor de tragere ale dornului și a rolelor de tragere a manșonului se calculează în așa fel încât în ​​momentul în care manșonul este captat de primul stand al morii continue, prelungirea dornul din manșon este de 2,5-3,0 m. În acest sens, viteza liniară a rolelor de tragere ale dornurilor ar trebui să fie de 2,25-2,5 ori mai mare decât viteza liniară a rolelor de tragere a manșonului.

Țevile laminate cu dornuri sunt transferate alternativ pe axa unuia dintre dornuri. Capul dornului trece prin restul constant al extractorului și este capturat de inserția de prindere, iar țeava în inelul de repaus stabil. Când lanțul se mișcă, dornul iese din țeavă și intră în transportorul cu lanț, care îl transferă pe o masă cu role duble, care transportă dornul de la ambele extractoare în baia de răcire.

După îndepărtarea dornului, țeava de tiraj intră în ferăstrăile pentru tăierea capătului răvășit din spate.

După încălzirea prin inducție, tuburile sunt introduse într-o moară de reducere cu douăzeci și patru de suporturi cu trei role. În moara de reducere, numărul de standuri de lucru se determină în funcție de dimensiunile țevilor laminate (de la 9 la 24 de standuri), iar standurile sunt excluse, începând de la 22 în sensul descreșterii numărului de standuri. Standurile 23 și 24 participă la toate programele rulante.

În timpul rulării, rulourile sunt răcite continuu cu apă. Când mutați țevi de-a lungul mesei de răcire, fiecare legătură nu trebuie să conțină mai mult de o țeavă. La rularea țevilor prelucrate la cald destinate fabricării țevilor din grupa de rezistență „K” din oțel de calitate 37G2S, după moara de reducere, se efectuează răcirea controlată accelerată a țevilor în pulverizatoare.

Viteza conductelor care trec prin pulverizator trebuie să fie stabilizată cu viteza morii de reducere. Controlul stabilizării vitezei este efectuat de către operator în conformitate cu instrucțiunile de utilizare.

După reducere, țevile intră în masa de răcire montată pe rack cu grinzi mobile, unde sunt răcite.

La masa de răcire, țevile sunt colectate în saci cu un singur strat pentru tăierea capetelor și tăierea la lungime pe ferăstrău rece.

Țevile finite sunt livrate la masa de inspecție QCD, după inspecție, țevile sunt împachetate în pachete și trimise la depozitul de produse finite.

2.3 Justificarea deciziilor de proiectare

În cazul reducerii în bucăți a țevilor cu tensiune pe PPC, apare o diferență longitudinală semnificativă în grosimea peretelui capetelor țevilor. Motivul diferenței finale în grosimea peretelui țevilor este instabilitatea tensiunilor axiale în moduri de deformare nestaționară la umplerea și eliberarea suporturilor de lucru ale morii cu metal. Secțiunile de capăt sunt reduse în condiții de tensiuni longitudinale de tracțiune semnificativ mai mici decât partea principală (de mijloc) a țevii. Creșterea grosimii peretelui la secțiunile de capăt, depășind abaterile admise, face necesară tăierea unei părți semnificative a țevii finite

Normele pentru tăierea la capăt a țevilor reduse pentru TPA-80 JSC "KresTrubZavod" sunt date în tabel. 2.14.

Tabel 2.14 - Norme pentru tăierea capetelor țevilor pe TPA-80 JSC "KresTrubZavod"

2.4 Justificarea deciziilor de proiectare

În cazul reducerii în bucăți a țevilor cu tensiune pe PPC, apare o diferență longitudinală semnificativă în grosimea peretelui capetelor țevilor. Motivul diferenței finale în grosimea peretelui țevilor este instabilitatea tensiunilor axiale în moduri de deformare nestaționară la umplerea și eliberarea suporturilor de lucru ale morii cu metal. Secțiunile de capăt sunt reduse în condiții de tensiuni longitudinale de tracțiune semnificativ mai mici decât partea principală (de mijloc) a țevii. Creșterea grosimii peretelui la secțiunile de capăt, care depășește abaterile admisibile, face necesară tăierea unei părți semnificative a țevii finite.

Normele pentru tăierea la capăt a țevilor reduse pentru TPA-80 JSC "KresTrubZavod" sunt date în tabel. 2.15.

Tabel 2.15 - Norme pentru tăierea capetelor țevilor pe TPA-80 JSC "KresTrubZavod"

unde PC este capătul frontal îngroșat al țevii; ZK - capătul posterior îngroșat al țevii.

Pierderea anuală de metal în capetele îngroșate ale țevilor din magazinul T-3 JSC "KresTrubZavod" este de 3000 de tone. Cu o reducere a lungimii și greutății capetelor tăiate de țevi îngroșate cu 25%, creșterea anuală a profitului va fi de aproximativ 20 de milioane de ruble. În plus, se vor face economii la costul pânzelor de ferăstrău stivuit, energie electrică etc.

În plus, în producția unei țagle de conversie pentru atelierele de tragere, este posibil să se reducă diferența longitudinală a grosimii peretelui țevilor, iar metalul salvat prin reducerea diferenței longitudinale a grosimii peretelui poate fi utilizat pentru a crește și mai mult volumul producției. de țevi laminate la cald și formate la rece.

3. DEZVOLTAREA ALGORITMILOR PENTRU CONTROLUL MORII DE REDUCERE TPA-80

3.1 Starea problemei

Unitățile de laminare continuă a tuburilor sunt cele mai promițătoare fabrici de înaltă performanță pentru producția de țevi fără sudură laminate la cald din gama corespunzătoare.

Compoziția unităților include mori de perforare, dorn continuu și reductoare de întindere. Continuitatea procesului tehnologic, automatizarea tuturor operațiunilor de transport, lungimea mare a țevilor laminate asigură o productivitate ridicată, calitate bunățevi după suprafață și dimensiuni geometrice

În ultimele decenii, a continuat dezvoltarea intensivă a producției de țevi prin laminare continuă: construite și puse în funcțiune (în „” Italia, Franța, SUA, Argentina), reconstruite (în Japonia) ateliere de laminare continuă, echipamente furnizate pentru magazine noi (în China), au fost dezvoltate și au fost implementate proiecte pentru construcția de ateliere (în Franța, Canada, SUA, Japonia, Mexic).

Față de unitățile puse în funcțiune în anii 1960, noile mori prezintă diferențe semnificative: produc în principal mărfuri tubulare pentru țara petrolieră, motiv pentru care în magazine se construiesc secțiuni mari pentru finisarea acestor țevi, inclusiv echipamente pentru răsturnarea capetelor, tratament termic, tăierea țevilor, producția de cuplari etc.; gama de dimensiuni ale țevilor s-a extins semnificativ: diametrul maxim a crescut de la 168 la 340 mm, grosimea peretelui - de la 16 la 30 mm, ceea ce a devenit posibil datorită dezvoltării procesului de laminare pe un dorn lung care se mișcă cu o viteză reglabilă. în loc de unul plutitor pe mori continue. Noile unități de laminare a țevilor folosesc țagle turnate continuu (pătrate și rotunde), care au asigurat o îmbunătățire semnificativă a performanței tehnico-economice a muncii lor.

Cuptoarele inelare (TPA 48-340, Italia) sunt încă utilizate pe scară largă pentru încălzirea țaglelor, împreună cu acestea, sunt utilizate cuptoare cu vatră mobilă (TPA 27-127, Franța, TPA 33-194, Japonia). În toate cazurile, productivitatea ridicată a unei unități moderne este asigurată prin instalarea unui cuptor de capacitate unitară mare (capacitate de până la 250 t/h). Cuptoarele cu grinzi mobile sunt folosite pentru a încălzi conductele înainte de reducere (calibrare).

Moara principală pentru producția de mâneci continuă să fie o laminare cu șuruburi cu două role, al cărei design este îmbunătățit, de exemplu, prin înlocuirea riglelor fixe cu discuri de ghidare antrenate. În cazul utilizării țaglelor pătrate, laminorul cu șurub din linia tehnică este precedat fie de o moara de presare cu role (TPA 48-340 în Italia, TPA 33-194 în Japonia), fie de o moara de calibrare a muchiei și o centrare adâncă. presă (TPA 60-245, Franţa).

Una dintre direcțiile principale dezvoltare ulterioară metoda de laminare continua este utilizarea dornurilor care se misca cu viteza controlata in timpul procesului de laminare, in locul celor plutitoare. Folosind un mecanism special care dezvoltă o forță de reținere de 1600-3500 kN, dornul este setat la o anumită viteză (0,3-2,0 m/s), care este menținută fie până când țeava este îndepărtată complet din dorn în timpul rulării (dorn reținut). ), sau până la un anumit moment de la care referința se mișcă ca plutire (dorn parțial ținut). Fiecare dintre aceste metode poate fi utilizată în producția de țevi cu un anumit diametru. Deci, pentru țevi cu diametru mic, metoda principală este rularea pe un dorn plutitor, mediu (până la 200 mm) - pe unul parțial ținut, mare (până la 340 mm și mai mult) - pe unul ținut.

Utilizarea pe mori continue a dornurilor care se deplasează cu o viteză reglabilă (prinse, parțial ținute) în locul celor plutitoare asigură o extindere semnificativă a sortimentului, o creștere a lungimii țevilor și o creștere a preciziei acestora. Sunt de interes soluțiile individuale constructive; de exemplu, utilizarea unei tije de moară de perforare ca dorn parțial reținut al unei mori continue (TPA 27-127, Franța), introducerea în afara stației a unui dorn într-un manșon (TPA 33-194, Japonia).

Noile unități sunt echipate cu mori moderne de reducere și dimensionare, iar una dintre aceste mori este cel mai des folosită. Mesele de răcire sunt proiectate pentru a primi conductele după reducere fără tăiere prealabilă.

Apreciind modernul stare generală automatizarea morilor de țevi, pot fi remarcate următoarele caracteristici.

Operațiunile de transport asociate cu deplasarea produselor laminate și a sculelor prin unitate sunt complet automatizate folosind dispozitive de automatizare locale tradiționale (în principal fără contact). Pe baza unor astfel de dispozitive a devenit posibilă introducerea unor unități performante cu un proces tehnologic continuu și discret-continuu.

De fapt, procesele tehnologice și chiar operațiunile individuale la morile de țevi sunt în mod evident insuficient automatizate până în prezent, iar în această parte nivelul lor de automatizare este vizibil inferior celui atins, de exemplu, în domeniul morilor de tablă continuă. Dacă utilizarea calculatoarelor de control (CCM) pentru morile de tablă a devenit practic o normă larg recunoscută, atunci pentru morile de țevi exemplele sunt încă rare în Rusia, deși în prezent dezvoltarea și implementarea sistemelor de control al proceselor și a sistemelor de control automate au devenit norma. in strainatate. Până în prezent, pe o serie de mori de țevi din țara noastră, există în principal exemple de implementare industrială a subsistemelor individuale de control automat al proceselor cu ajutorul dispozitivelor specializate realizate folosind elemente de logica semiconductoare și tehnologia computerizată.

Această stare de fapt se datorează în principal doi factori. Pe de o parte, până de curând, cerințele de calitate și, mai ales, de stabilitate dimensională a țevilor, erau satisfăcute relativ mijloace simple(în special, proiectarea rațională a echipamentelor morii). Aceste condiții nu au stimulat dezvoltări mai perfecte și, desigur, mai complexe, de exemplu, folosind CCM-uri relativ scumpe și nu întotdeauna suficient de fiabile. Pe de altă parte, utilizarea mijloacelor tehnice speciale de automatizare nestandardizate s-a dovedit a fi posibilă doar pentru sarcini mai simple și mai puțin eficiente, în timp ce au fost necesare timp și bani semnificativi pentru dezvoltare și fabricare, ceea ce nu a contribuit la progresul în domeniu. în considerare.

Cu toate acestea, cerințele moderne în creștere pentru producția de țevi, inclusiv calitatea țevilor, nu pot fi satisfăcute de soluțiile tradiționale. Mai mult, așa cum arată practica, o proporție semnificativă a eforturilor de a îndeplini aceste cerințe revine automatizării și, în prezent, este necesară schimbarea automată a acestor moduri în timpul rulării țevilor.

Progresele moderne în domeniul controlului acționărilor electrice și diferitelor mijloace tehnice de automatizare, în primul rând în domeniul minicalculatoarelor și al tehnologiei microprocesoarelor, fac posibilă îmbunătățirea radicală a automatizării morilor și unităților de țevi, pentru a depăși diversele limitări de producție și economice.

Utilizarea mijloacelor tehnice moderne de automatizare presupune o creștere simultană a cerințelor pentru corectitudinea stabilirii sarcinilor și alegerea modalităților de rezolvare a acestora și, în special, pentru alegerea celor mai eficiente modalități de influențare a proceselor tehnologice.Rezolvarea acestei probleme poate fi facilitată de o analiză a celor mai eficiente soluții tehnice existente pentru automatizarea morilor de țevi.

Studiile asupra unităților de laminare continuă a țevilor ca obiecte de automatizare arată că există rezerve semnificative pentru îmbunătățirea în continuare a indicatorilor lor tehnico-economici prin automatizarea procesului tehnologic de laminare a țevilor pe aceste unități.

La rularea într-o moară continuă pe un dorn lung plutitor, este indusă, de asemenea, o diferență longitudinală la capăt în grosimea peretelui. Grosimea peretelui capetelor posterioare ale țevilor de tiraj este mai mare decât mijlocul cu 0,2-0,3 mm. Lungimea capătului posterior cu un perete îngroșat este egală cu 2-3 spații interstanți. Îngroșarea peretelui este însoțită de o creștere a diametrului în zona despărțită de un spațiu interstand de capătul din spate al țevii. Din cauza condițiilor tranzitorii, grosimea peretelui capetelor frontale este cu 0,05-0,1 mm mai mică decât la mijloc.La rulare cu tensiune, pereții capetelor frontale ale țevilor se îngroașă și ei. Variația longitudinală a grosimii țevilor brute este păstrată în timpul reducerii ulterioare și duce la o creștere a lungimii capetelor îngroșate tăiate din spate ale țevilor finite.

La rularea în morile de întindere de reducere, peretele capetelor țevilor se îngroașă din cauza scăderii tensiunii în comparație cu starea de echilibru, care apare numai atunci când sunt umplute 3-4 standuri ale morii. Capetele țevilor cu un perete îngroșat peste toleranță sunt tăiate, iar deșeurile metalice asociate cu aceasta determină ponderea principală din coeficientul total de consum al unității.

Natura generală a diferenței longitudinale în grosimea peretelui țevilor după o moară continuă este aproape complet transferată la țevile finite. Acest lucru este confirmat de rezultatele laminarii țevilor cu dimensiuni de 109 x 4,07 - 60 mm la cinci moduri de tensiune pe moara reducătoare a instalației 30-102 YuTZ. În timpul experimentului, s-au selectat 10 țevi la fiecare mod de viteză, ale căror secțiuni de capăt au fost tăiate în 10 părți cu lungimea de 250 mm și s-au tăiat trei țevi de ramificație din mijloc, situate la o distanță de 10, 20 și 30 m de în față. După măsurarea grosimii peretelui pe dispozitiv, descifrarea diagramelor diferențelor de grosime și media datelor, s-au trasat dependențele grafice, prezentate în Fig. 54 .

Astfel, componentele observate ale diferenței totale de grosime a țevilor au un impact semnificativ asupra performanței tehnico-economice a unităților continue, sunt asociate cu caracteristicile fizice ale proceselor de laminare în morile continue și de reducere și pot fi eliminate sau reduse semnificativ doar prin sisteme automate speciale care modifică setarea morii în proces.laminarea țevilor. Natura naturală a acestor componente ale diferenței de grosime a peretelui face posibilă utilizarea principiului de control al programului pe baza unor astfel de sisteme.

Alții sunt cunoscuți solutii tehnice sarcini de reducere a deșeurilor finale în timpul reducerii cu ajutorul sistemelor automate de control pentru procesul de laminare a țevilor într-o moara de reducere cu o antrenare individuală a standurilor (brevetele Germania nr. 1602181 și Marea Britanie 1274698) . Datorită modificării vitezei rolelor în timpul rulării capetele din față și din spate ale țevilor, se creează forțe suplimentare de tensiune, ceea ce duce la o scădere a diferenței longitudinale finale a grosimii peretelui. Există dovezi că astfel de sisteme de corectare programatică a vitezelor de acționare principale ale morii de reducere funcționează la șapte unități străine de laminare a țevilor, inclusiv două unități cu mori continue din Mülheim (Germania). Unitățile au fost furnizate de Mannesmann (Germania).

A doua unitate a fost lansată în 1972 și include o moară de reducere cu 28 de standuri cu antrenări individuale, echipată cu un sistem de corectare a vitezei. Modificările vitezei în timpul trecerii capetelor țevii sunt efectuate în primele zece standuri în trepte, ca adăugări la valoarea vitezei de funcționare. Schimbarea vitezei maxime are loc pe standul nr. 1, cea minimă - pe standul nr. 10. Releele foto sunt folosite ca senzori pentru poziția capetelor țevii în moara, care dau comenzi de schimbare a vitezei. În conformitate cu schema de corecție a vitezei adoptată, acționările individuale ale primelor zece standuri sunt furnizate conform unei scheme de inversare anti-paralelă, standurile ulterioare - conform unei scheme fără inversare. Se observă că corectarea vitezelor de antrenare a morii de reducere permite creșterea randamentului unității cu 2,5% cu un program de producție mixt. Odată cu creșterea gradului de reducere a diametrului, acest efect crește.

Există informații similare despre echiparea unei mori de reducere cu douăzeci și opt de standuri din Spania cu un sistem de corecție a vitezei. Schimbările de viteză se efectuează în primele 12 standuri. În acest sens, există și diverse scheme sursa de alimentare a acționării.

Trebuie remarcat faptul că echiparea morilor de reducere ca parte a unităților de laminare continuă a țevilor cu un sistem de corecție a vitezei nu rezolvă complet problema reducerii deșeurilor finale în timpul reducerii. Eficiența unor astfel de sisteme ar trebui să scadă odată cu scăderea gradului de reducere a diametrului.

Sistemele programatice de control al proceselor sunt cele mai ușor de implementat și oferă un efect economic deosebit. Cu toate acestea, cu ajutorul lor, este posibil să se îmbunătățească precizia dimensiunilor țevii doar prin reducerea uneia dintre cele trei componente ale sale - diferența longitudinală a grosimii peretelui. Studiile arată că principala pondere specifică în variația totală a grosimii pereților țevilor finite (aproximativ 50%) cade pe grosimea peretelui transversal. Fluctuațiile grosimilor medii ale pereților conductelor în loturi reprezintă aproximativ 20% din variația totală.

În prezent, reducerea variației peretelui transversal este posibilă doar prin îmbunătățirea procesului tehnologic de laminare a țevilor pe morile care fac parte din unitate. Nu se cunosc exemple de utilizare a sistemelor automate în aceste scopuri.

Stabilizarea grosimii medii a peretelui conductei în loturi este posibilă atât prin îmbunătățirea tehnologiei de laminare, a designului standurilor și a acționării electrice, cât și prin utilizarea sistemelor automate de control al procesului. Reducerea răspândirii grosimilor pereților țevii într-un lot poate crește semnificativ productivitatea unităților și poate reduce consumul de metal datorită rulării într-un câmp de toleranțe minus.

Spre deosebire de sistemele software, sistemele concepute pentru a stabiliza grosimi medii ale peretelui conductelor trebuie să includă senzori pentru controlul dimensiunilor geometrice ale conductelor.

Sunt cunoscute propuneri tehnice pentru dotarea morilor de reducere cu sisteme de stabilizare automată a grosimii peretelui conductei. Structura sistemelor nu depinde de tipul de unitate, care include o moara de reducere.

Un complex de sisteme de control pentru procesul de laminare a țevilor în mori continue și de reducere, concepute pentru a reduce risipa de capăt în timpul reducerii și pentru a crește precizia țevilor prin reducerea diferenței longitudinale a grosimii peretelui și a răspândirii grosimilor medii a peretelui, formează controlul procesului. sistemul unității.

Utilizarea computerelor pentru controlul producției și automatizarea procesului tehnologic de laminare a țevilor a fost implementată pentru prima dată pe o instalație de laminare continuă a țevilor 26-114 din Mulheim.

Unitatea este proiectată pentru rularea țevilor cu un diametru de 26-114 mm, grosimea peretelui de 2,6-12,5 mm. Unitatea include un cuptor cu inele, două mori de perforare, o moară continuă cu 9 standuri și o moară de reducere cu 24 de standuri acționate individual de motoare de 200 kW.

A doua unitate cu o moară continuă din Mulheim, lansată în 1972, este echipată cu un computer mai puternic, căruia îi sunt atribuite funcții mai extinse. Unitatea este proiectată pentru laminarea țevilor cu un diametru de până la 139 mm, o grosime a peretelui de până la 20 mm și constă dintr-o moară de perforare, o moară continuă cu opt stații și o moară de reducere cu douăzeci și opt de picioare cu o antrenare individuală. .

Instalația de laminare continuă a țevilor din Marea Britanie, lansată în 1969, este echipată și cu un computer, care este utilizat pentru planificarea încărcării instalației și, ca sistem de informare, monitorizează continuu parametrii produselor laminate și ai sculelor. Controlul calității țevilor și semifabricatelor, precum și acuratețea setărilor morii, se efectuează în toate etapele procesului tehnologic. Informațiile de la fiecare moară sunt trimise către un computer pentru prelucrare, după care sunt transmise mori pentru management operațional.

Într-un cuvânt, multe țări încearcă să rezolve problemele automatizării proceselor de laminare, inclusiv. si ale noastre. Pentru a dezvolta un model matematic pentru controlul morilor continue, este necesar să se cunoască efectul parametrilor tehnologici specificați asupra preciziei țevilor finite; pentru aceasta, este necesar să se ia în considerare caracteristicile laminarii continue.

O caracteristică a reducerii țevilor cu tensiune este o calitate superioară a produsului ca urmare a formării unei diferențe transversale mai mici de perete, în contrast cu rularea fără tensiune, precum și posibilitatea de a obține țevi de diametre mici. Cu toate acestea, la laminarea bucată cu bucată, se observă o variație longitudinală crescută a grosimii peretelui la capetele conductelor. Capetele îngroșate în timpul reducerii tensiunii se formează deoarece capetele din față și din spate ale țevii nu sunt supuse tensiunii complete în timpul trecerii prin moara.

Tensiunea este caracterizată de efortul de tracțiune din țeavă (x). Cea mai completă caracteristică este coeficientul de tensiune plastică, care este raportul dintre tensiunea longitudinală de întindere a țevii și rezistența la deformare a metalului din suport.

În mod obișnuit, moara de reducere este configurată astfel încât coeficientul de tensiune plastică în standurile din mijloc să fie distribuit uniform. Tensiunea crește și scade în prima și ultima tribună.

Pentru a intensifica procesul de reducere și a obține țevi cu pereți subțiri, este important să se cunoască tensiunea maximă care se poate crea în moara de reducere. Valoare maximă coeficientul de tensiune plastică în moara (z max) este limitat de doi factori: capacitatea de tragere a rolelor și condițiile de rupere a țevii în moara. În urma cercetărilor, s-a constatat că la o reducere totală a țevii în moara cu până la 50-55%, valoarea lui z max este limitată de capacitatea de tragere a rolelor.

Atelierul T-3, împreună cu EF VNIPI „Tyazhpromelektroproekt” și întreprinderea „ASK”, au creat baza sistemului ACS-TP pe unitatea TPA-80. În prezent funcționează următoarele componente ale acestui sistem: UZN-N, UZN-R, linie de comunicație ETHERNET, toate AWP-urile.

3.2 Calculul mesei rulante

Principiul de bază al construcției procesului tehnologic în instalațiile moderne este obținerea țevilor de același diametru constant pe o moară continuă, ceea ce permite utilizarea unei țagle și a unui manșon de asemenea cu diametru constant. Obtinerea tevilor cu diametrul necesar se asigura prin reducere. Un astfel de sistem de lucru facilitează și simplifică foarte mult setarea morilor, reduce stocul de scule și, cel mai important, vă permite să mențineți o productivitate ridicată a întregii unități chiar și atunci când rulați țevi cu un diametru minim (după reducere).

Calculăm masa de rulare în funcție de progresul de rulare conform metodei descrise în. Diametrul exterior al conductei după reducere este determinat de dimensiunile ultimei perechi de role.

D p 3 \u003d (1.010..1.015) * D o \u003d 1,01 * 33,7 \u003d 34 mm

unde D p este diametrul țevii finite după moara de reducere.

Grosimea peretelui după morile continue și de reducere trebuie să fie egală cu grosimea peretelui țevii finite, adică. S n \u003d Sp \u003d S o \u003d 3,2 mm.

Deoarece o țeavă de același diametru iese după o moară continuă, luăm D n \u003d 94 mm. În mori continue, calibrarea rolelor asigură că în ultima pereche de role diametrul interior al țevii este cu 1-2 mm mai mare decât diametrul dornului, astfel încât diametrul dornului va fi egal cu:

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

Luăm diametrul dornurilor egal cu 85 mm.

Diametrul interior al manșonului trebuie să asigure introducerea liberă a dornului și se ia cu 5-10 mm mai mare decât diametrul dornului.

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

Acceptăm peretele mânecii:

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

Diametrul exterior al manșoanelor este determinat pe baza valorii diametrului interior și a grosimii peretelui:

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

Diametrul piesei folosite D h =120 mm.

Diametrul dornului morii de perforare este selectat luând în considerare cantitatea de laminare, adică creșterea diametrului interior al manșonului, care este de la 3% la 7% din diametrul interior:

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

Coeficienții de tragere pentru morile de perforare, continue și de reducere sunt determinați prin formulele:

,

Raportul total de extragere este:

Masa de rulare pentru țevi de 48,3×4,0 mm și 60,3×5,0 mm a fost calculată în mod similar.

Masa rulanta este prezentată în Tabel. 3.1.

Tabel 3.1 - Masa rulanta TPA-80

Dimensiunea țevilor finite, mm		Diametrul piesei de prelucrat, mm	Moara de piercing				Moara continua				moara de reducere				Raportul general de alungire
Diametru exterior	grosimea peretelui		Mărimea mânecii, mm		Diametrul dornului, mm	Raportul de extragere	Dimensiuni tevi, mm		Diametrul dornului, mm	Raportul de extragere	Dimensiunea conductei, mm		Număr de standuri	Raportul de extragere
			Diametru	grosimea peretelui			Diametru	grosimea peretelui			Diametru	grosimea peretelui
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 Calculul calibrării rolelor morii reducătoare

Calibrarea rolelor este o parte importantă a calculului modului de funcționare al morii. Acesta determină în mare măsură calitatea țevilor, durata de viață a sculei, distribuția sarcinii în standurile de lucru și antrenament.

Calculul de calibrare al rolei include:

a) distribuția deformațiilor parțiale în standurile morii și calculul diametrelor medii ale calibrelor;

b) determinarea dimensiunilor calibrelor rolelor.

3.3.1 Distribuția parțială a deformarii

După natura modificării deformaţiilor parţiale, standurile morii de reducere pot fi împărţite în trei grupe: cea de cap la începutul morii, în care reducerile cresc intens la laminare; calibrare (la capatul morii), in care deformarile sunt reduse la o valoare minima, si un grup de standuri intre ele (mijloc), in care deformarile partiale sunt maxime sau apropiate de ele.

La rularea țevilor cu tensiune, valorile deformațiilor parțiale sunt luate pe baza stării de stabilitate a profilului țevii la o valoare a tensiunii plastice care asigură producerea unei țevi de o dimensiune dată.

Coeficientul tensiunii plastice totale poate fi determinat prin formula:

,

unde sunt deformațiile axiale și tangențiale luate în formă logaritmică; T este valoarea determinată în cazul unui calibru cu trei role prin formula

T= ,

unde (S/D) cp este raportul mediu dintre grosimea peretelui și diametrul pe perioada de deformare a conductei în moara; factor k ținând cont de modificarea gradului de grosime a țevii.

,

,

unde m este valoarea deformarii totale a conductei de-a lungul diametrului.

.

,

.

Valoarea reducerii parțiale critice la un astfel de coeficient de tensiune plastică, conform , poate ajunge la 6% în al doilea stand, 7,5% în al treilea stand și 10% în al patrulea stand. În prima cușcă, se recomandă să luați în intervalul 2,5-3%. Cu toate acestea, pentru a asigura o prindere stabilă, cantitatea de compresie este în general redusă.

În standurile de prefinisare și finisare ale morii se reduce și reducerea, dar pentru a reduce sarcina pe role și a îmbunătăți precizia țevilor finite. În ultimul stand al grupului de dimensionare, se ia reducerea egală cu zero, penultima - până la 0,2 din reducerea din ultimul stand al grupului mijlociu.

În grupa mijlocie de standuri se practică o distribuție uniformă și neuniformă a deformațiilor parțiale. Cu o distribuție uniformă a compresiei în toate arboretele acestui grup, se presupune că acestea sunt constante. Distribuția neuniformă a unor deformații particulare poate avea mai multe variante și poate fi caracterizată prin următoarele modele:

compresia în grupul de mijloc este redusă proporțional de la primele standuri la ultima - modul de cădere;

în primele standuri ale grupului de mijloc, deformațiile parțiale sunt reduse, în timp ce restul sunt lăsate constante;

compresia în grupul de mijloc este mai întâi crescută și apoi redusă;

în primele standuri ale grupului de mijloc, deformările parțiale sunt lăsate constante, iar în rest sunt reduse.

Odată cu scăderea modurilor de deformare în grupul mijlociu de standuri, diferențele de mărime a puterii de rulare și a sarcinii pe unitatea de antrenare scad, cauzată de creșterea rezistenței la deformare a metalului în timpul rulării, datorită scăderii temperaturii acestuia. și o creștere a ratei de deformare. Se crede că reducerea reducerii spre capătul morii îmbunătățește și calitatea suprafeței exterioare a țevilor și reduce variația transversală a peretelui.

La calcularea calibrării rolelor, presupunem o distribuție uniformă a reducerilor.

Valorile deformațiilor parțiale în standurile morii sunt prezentate în fig. 3.1.

Distribuție de sertizare

Pe baza valorilor acceptate ale deformațiilor parțiale, diametrele medii ale calibrelor pot fi calculate prin formula

.

Pentru primul stand al morii (i=1) d i -1 =D 0 =94 mm, atunci

mm.

Calculate prin această formulă, diametrele medii ale calibrelor sunt date în Anexa 1.

3.3.2 Determinarea calibrelor de ruliu

Forma calibrelor morilor cu trei role este prezentată în fig. 3.2.

O trecere ovală se obține conturând-o cu o rază r cu un centru deplasat față de axa de rulare printr-o excentricitate e.

Forma de calibru

Valorile razelor și excentricității calibrelor sunt determinate de lățimea și înălțimea calibrelor conform formulelor:

Pentru a determina dimensiunile calibrului, este necesar să se cunoască valorile semiaxelor sale a și b, iar pentru a le determina, valoarea ovalității calibrului

Pentru a determina ovalitatea calibrului, puteți folosi formula:

Exponentul q caracterizează valoarea posibilă a lărgirii calibrului. La reducerea în standuri cu trei role, se ia q = 1,2.

Valorile semiaxelor calibrului sunt determinate de dependențe:

unde f este factorul de corecție, care poate fi calculat folosind formula aproximativă

Vom calcula dimensiunile calibrului conform formulelor de mai sus pentru primul stand.

Pentru standurile rămase, calculul se efectuează într-un mod similar.

În prezent, canelurile rolelor se realizează după instalarea rolelor în standul de lucru. Alezarea se efectuează pe mașini speciale cu un tăietor rotund. Schema de foraj este prezentată în fig. 3.3.

Orez. 3.3 - Modelul alezajului calibru

Pentru a obține un calibru cu valorile a și b date, este necesar să se determine diametrul frezei D f și deplasarea acestuia față de planul axelor de rulare (parametrul X). D f și X sunt determinate de următoarele formule exacte din punct de vedere matematic:

Pentru morile cu trei role, unghiul a este de 60° Di este diametrul ideal al rolei, Di=330mm.

Valorile calculate conform formulelor de mai sus sunt rezumate în tabel. 3.2.

Tabel 3.2 - Calibrarea rolei

Numărul standului	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 Calculul vitezei

Calculul regimului de turație al morii constă în determinarea numărului de rotații ale rolelor și, în funcție de acestea, a numărului de rotații ale motoarelor.

La rularea țevilor cu tensiune, modificarea grosimii peretelui este foarte influențată de valoarea tensiunii plastice. În acest sens, în primul rând, este necesar să se determine coeficientul de tensiune plastică totală pe moara - ztot, care ar asigura peretele necesar. Calculul ztot este dat în clauza 3.3.

,

unde este coeficientul luând în considerare influența zonelor de deformare fără contact:

;

l i este lungimea arcului de captare:

;

-unghi de prindere:

;

f este coeficientul de frecare, acceptăm f=0,5; a este numărul de role din stand, a=3.

În primul stand de lucru z c1 =0. În standurile ulterioare, puteți lua z p i -1 = z s i .

,

;

;

.

Înlocuind datele pentru primul stand în formulele de mai sus, obținem:

mm;

;

;

;

; ;

mm.

După efectuarea unor calcule similare pentru al doilea stand, s-au obținut următoarele rezultate: z p2 = 0,42, S 2 = 3,251 mm, z p3 = 0,426, S 3 = 3,252 mm, z p4 = 0,446, S 4 = 3,258 mm. Pe aceasta, oprim calculul lui z p i conform metodei de mai sus, deoarece condiția z n2 >z total este îndeplinită.

Din starea de alunecare completă, determinăm tensiunea maximă posibilă z z în ultimul stand de deformare, adică. z s21 . În acest caz, presupunem că z p21 =0.

.

mm;

;

;

Grosimea peretelui din fața celui de-al 21-lea stand, i.e. S 20, poate fi determinat prin formula:

.

;

; ;

mm.

După ce au efectuat calcule similare pentru al 20-lea stand, s-au obținut următoarele rezultate: zz 20 = 0,357, S 19 = 3,178 mm, zz 19 = 0,396, S 18 = 3,168 mm, zz 18 = 0,416, S 17 = 3,151 mm, zz 18 = 0,416 17 = 0,441, S 16 \u003d 3,151 mm. Pe aceasta, oprim calculul lui z p i, deoarece condiția z z14 >z total este îndeplinită.

Valorile calculate ale grosimii peretelui pentru standurile de moară sunt date în tabel. 2.20.

Pentru a determina numărul de rotații ale rolelor, este necesar să se cunoască diametrele de rulare ale rolelor. Pentru a determina diametrele de rulare, puteți utiliza formulele date în:

, (2)

unde D în i este diametrul rolei din partea de sus;

.

Dacă , atunci calculul diametrului de rulare al rolelor trebuie efectuat conform ecuației (1), dacă această condiție nu este îndeplinită, atunci trebuie utilizat (2).

Valoarea caracterizează poziţia liniei neutre în cazul în care aceasta este luată paralel (în plan) cu axa de rulare. Din starea echilibrului de forță în zona de deformare pentru o astfel de aranjare a zonelor de alunecare

,

Având în vedere viteza de rulare de intrare V în =1,0 m/s, am calculat numărul de rotații ale rolelor primului stand

rpm

Cifra de afaceri în standurile rămase s-a constatat prin formula:

.

Rezultatele calculării modului de viteză sunt prezentate în Tabelul 3.3.

Tabel 3.3 - Rezultatele calculării limitei de viteză

Numărul standului	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

Conform Tabelului 3.3. s-a construit un grafic al schimbărilor în rotațiile rolelor (Fig. 3.4.).

Viteza de rulare

3.5 Parametrii de putere ai rulării

O caracteristică distinctivă a procesului de reducere în comparație cu alte tipuri de laminare longitudinală este prezența unor tensiuni semnificative între standuri. Prezența tensiunii are un efect semnificativ asupra parametrilor de putere ai laminarii - presiunea metalului pe role și momentele de rulare.

Forța metalului asupra rolului P este suma geometrică a componentelor verticale R in și orizontale R g:

Componenta verticală a forței metalice asupra rolelor este determinată de formula:

,

unde p este presiunea specifică medie a metalului pe rolă; l este lungimea zonei de deformare; d este diametrul ecartamentului; a este numărul de role din stand.

Componenta orizontală Р g este egală cu diferența dintre forțele tensiunilor din față și din spate:

unde z p, z z sunt coeficienții tensiunilor plastice din față și din spate; F p, F c - zona secțiunii transversale a capetelor din față și din spate ale țevii; s S este rezistența la deformare.

Pentru determinarea presiunilor specifice medii, se recomandă utilizarea formulei V.P. Anisiforova:

.

Momentul de rulare (total pe stand) este determinat de formula:

.

Rezistența la deformare este determinată de formula:

,

unde Т – temperatura de rulare, °С; H este intensitatea vitezelor de forfecare, 1/s; e - reducerea relativă; K 1, K 2, K 3, K 4, K 5 sunt coeficienți empirici, pentru oțelul 10: K 1 = 0,885, K 2 = 7,79, K 3 = 0,134, K 4 = 0,164, K 5 = (–2 ,opt ).

Intensitatea vitezei de deformare este determinată de formulă

unde L este gradul de deformare prin forfecare:

t este timpul de deformare:

Viteza unghiulară a ruliului se găsește prin formula:

,

Puterea se găsește prin formula:

În tabel. 3.4. sunt date rezultatele calculului parametrilor de putere de rulare conform formulelor de mai sus.

Tabel 3.4 - Parametrii de putere ai rulării

Numărul standului	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	-	-	-	-

Conform Tabelului. Sunt reprezentate grafice 3.4 ale modificărilor parametrilor de putere ai laminarii de-a lungul standurilor morii (Fig. 3.5., 3.6., 3.7.).

Modificarea presiunii specifice medii

Schimbarea forței metalului pe rolă

Schimbarea momentului de rulare

3.6 Studiul efectului modurilor de reducere a vitezei tranzitorii asupra valorii diferenței longitudinale de grosime a peretelui secțiunilor de capăt ale țevilor finite

3.6.1 Descrierea algoritmului de calcul

Studiul a fost realizat cu scopul de a obține date privind efectul modurilor de reducere a vitezei tranzitorii asupra valorii diferenței longitudinale de grosime a peretelui secțiunilor de capăt ale țevilor finite.

Determinarea coeficientului de tensiune interstand de la rotațiile de rulare cunoscute, de ex. dependenţa Zn i =f(n i /n i -1) a fost realizată după metoda de rezolvare a aşa-numitei probleme inverse propusă de G.I. Gulyaev, pentru a obține dependența grosimii peretelui de rotațiile rolelor.

Esența tehnicii este următoarea.

Procesul constant de reducere a conductei poate fi descris printr-un sistem de ecuații care reflectă respectarea legii constantei volumelor secunde și a echilibrului de forțe în zona de deformare:

(3.1.)

La rândul său, după cum se știe,

Dcat i =j(Zз i , Zп i , А i),

m i =y(Zз i , Zп i , B i),

unde A i și B i sunt valori care nu depind de tensiune, ni este numărul de rotații în i-a suport,  i este raportul de tragere în i-a stand, Dcat i este diametrul de rulare al rola din i-a suport, Zp i , Zz i - coeficienții de tensiune din plastic față și spate.

Având în vedere că Zз i = Zп i -1, sistemul de ecuații (3.1.) poate fi scris în formă generală după cum urmează:

(3.2.)

Rezolvăm sistemul de ecuații (3.2.) în raport cu coeficienții față și spate de tensiune plastică prin metoda aproximărilor succesive.

Luând Zz1 = 0, setăm valoarea Zp1 și din prima ecuație a sistemului (3.2.) determinăm Zp 2 prin iterație, apoi din a doua ecuație - Zp 3 etc. Având în vedere valoarea Zp 1, puteți găsi o soluţie în care Zp n = 0 .

Cunoscând coeficienții tensiunii plastice din față și din spate, determinăm grosimea peretelui după fiecare stand folosind formula:

(3.3.)

unde A este coeficientul determinat de formula:

;

;

z i - coeficientul mediu (echivalent) al tensiunii plastice

.

3.6.2 Rezultatele studiului

Folosind rezultatele calculelor calibrării sculei (p. 3.3.) și setarea vitezei morii (viteze de rulare) cu procesul de reducere constantă (p. 3.4.) în mediul software MathCAD 2001 Professional, soluția sistemului (3.2.) și expresii (3.3.) cu scopul de a determina modificarea grosimii peretelui.

Este posibil să se reducă lungimea capetelor îngroșate prin creșterea coeficientului de tensiune plastică prin modificarea rotațiilor rolelor în timpul rulării secțiunilor de capăt ale țevii.

În prezent, la moara de reducere TPA-80 a fost creat un sistem de control pentru modul de mare viteză de laminare continuă fără dorn. Acest sistem vă permite să reglați dinamic viteza de rulare a suporturilor PPC în timpul rulării secțiunilor de capăt ale țevilor în funcție de o relație liniară dată. Această reglare a vitezei de rulare în timpul rulării secțiunilor de capăt ale țevilor se numește „pană de viteză”. Turnurile rolelor în timpul rulării secțiunilor de capăt ale țevii sunt calculate prin formula:

, (3.4.)

unde n i este viteza rolelor din i-a stand la starea de echilibru, Ki este coeficientul de reducere a vitezei rolelor în %, i este numărul standului.

Dependența coeficientului de reducere a vitezei de rulare într-un stand dat de numărul standului este liniară

K i \u003d (Fig. 3.8.).

Dependența factorului de reducere a rolelor dintr-un stand de numărul standului.

Datele inițiale pentru utilizarea acestui mod de control sunt:

Numărul de standuri în care se modifică setarea vitezei este limitat de lungimea capetelor îngroșate (3…6);

Mărimea reducerii vitezei rolelor în primul stand al morii este limitată de posibilitatea unei antrenări electrice (0,5 ... 15%).

În această lucrare, pentru a studia efectul setării vitezei RRS asupra grosimii peretelui longitudinal de capăt, sa presupus că modificarea setării vitezei la reducerea capetelor din față și din spate ale țevilor se realizează în primele 6 standuri. Studiul a fost realizat prin modificarea vitezei de rotație a rolelor în primele standuri ale morii în raport cu procesul de laminare constantă (variația pantei dreptei din fig. 3.8).

Ca urmare a modelării proceselor de umplere a standurilor RRS și de ieșire a țevii din moara de țevi, am obținut dependențele grosimii peretelui capetelor din față și din spate ale țevilor de mărimea modificării vitezei de rotație a țevilor. rolele din primele standuri ale morii, care sunt prezentate în Fig. 3.9. și Fig.3.10. pentru tevi cu dimensiunile 33,7x3,2 mm. Cea mai optimă valoare a „panei de viteză” în ceea ce privește reducerea la minimum a lungimii garniturii de capăt și „lovirea” grosimii peretelui în câmpul de toleranță al DIN 1629 (toleranța grosimii peretelui ± 12,5%) este K 1 = 10-12% .

Pe fig. 3.11. iar fig. 3.12. dependențele lungimilor capetelor îngroșate din față și din spate ale țevilor finite sunt date la utilizarea „panei de viteză” (K 1 =10%), obținută ca urmare a modelării tranzitorii. Din dependențele de mai sus, se poate trage următoarea concluzie: utilizarea unei „pane de viteză” dă un efect vizibil numai la rularea țevilor cu un diametru mai mic de 60 mm și o grosime a peretelui mai mică de 5 mm și cu o grosime mai mare. diametrul și grosimea peretelui țevii, subțierea peretelui necesară pentru îndeplinirea cerințelor standardului nu are loc.

Pe fig. 3.13., 3.14., 3.15., dependențele lungimii capătului frontal îngroșat de diametrul exterior al țevilor finite sunt date pentru grosimi de perete egale cu 3,5, 4,0, 5,0 mm, la diferite valori ale „vitezei”. pană” (am luat coeficientul de reducere a vitezei rulourilor K 1 egal cu 5%, 10%, 15%).

Dependența grosimii peretelui capătului frontal al țevii de valoare

„pană de viteză” pentru dimensiunea 33,7x3,2 mm

Dependența grosimii peretelui capătului din spate al țevii de valoarea „panei de viteză” pentru dimensiunea 33,7x3,2 mm

Dependența lungimii capătului frontal îngroșat al țevii de D și S (la K 1 \u003d 10%)

Dependența lungimii capătului îngroșat din spate al țevii de D și S (la K 1 \u003d 10%)

Dependența lungimii capătului frontal îngroșat al țevii de diametrul țevii finite (S=3,5 mm) la diferite valori ale „panei de viteză”.

Dependența lungimii capătului frontal îngroșat al țevii de diametrul țevii finite (S=4,0 mm) la diferite valori ale „panei de viteză”

Dependența lungimii capătului frontal îngroșat al țevii de diametrul țevii finite (S=5,0 mm) la diferite valori ale „panei de viteză”.

Din graficele de mai sus, se poate observa că cel mai mare efect în ceea ce privește reducerea diferenței de grosime finală a țevilor finite este dat de controlul dinamic al rolelor RPC în K 1 =10...15%. Modificarea insuficient de intensă a „panei de viteză” (K 1 =5%) nu permite subțierea grosimii peretelui secțiunilor de capăt ale țevii.

De asemenea, la rularea țevilor cu un perete mai gros de 5 mm, tensiunea rezultată din acțiunea „panei de viteză” nu poate subția peretele din cauza capacității insuficiente de tragere a rolelor. La rularea țevilor cu un diametru mai mare de 60 mm, raportul de alungire în moara de reducere este mic, prin urmare, îngroșarea capetelor practic nu are loc, prin urmare, utilizarea unei „pane de viteză” este nepractică.

Analiza graficelor de mai sus a arătat că utilizarea „panei de viteză” pe moara de reducere TPA-80 a JSC „KresTrubZavod” face posibilă reducerea cu 30% a lungimii capătului frontal îngroșat, a capătului posterior îngroșat cu 25%. %.

După cum calculele lui Mochalov D.A. Pentru o utilizare mai eficientă a „panei de viteză” pentru o reducere suplimentară a finisajului final, este necesar să se asigure funcționarea primelor suporturi în modul de frânare cu utilizarea aproape completă a capacităților de putere ale rolelor datorită utilizării unui dependență neliniară mai complexă a coeficientului de reducere a vitezei de rulare într-un stand dat de numărul standului. Este necesar să se creeze o metodologie bazată științific pentru determinarea funcției optime K i =f(i).

Dezvoltarea unui astfel de algoritm pentru controlul optim al RRS poate servi drept scop pentru dezvoltarea ulterioară a UZS-R într-un APCS TPA-80 cu drepturi depline. După cum arată experiența utilizării unor astfel de sisteme automate de control al procesului, reglarea numărului de rotații ale rolelor în timpul rulării secțiunilor de capăt ale țevilor, conform companiei Mannesmann (pachetul software de aplicație CARTA), face posibilă reducerea dimensiunea tăieturii de capăt a țevilor cu mai mult de 50%, datorită sistemului control automat proces de reducere a conductelor, care include atât subsisteme de control al morii, cât și un subsistem de măsurare, precum și un subsistem pentru calcularea modului optim de reducere și controlul procesului în timp real.

4. STUDIUL DE FEZBILITATE AL PROIECTULUI

4.1 Esența activității planificate

În acest proiect se propune introducerea regimului optim de viteză de laminare pe o moara de întindere-reducere. Datorită acestei măsuri, se preconizează reducerea coeficientului de consum al metalului, iar datorită reducerii lungimii de tăiere a capetelor îngroșate ale țevilor finite, se preconizează o creștere a volumelor de producție cu 80 de tone pe lună în medie.

Investițiile de capital necesare pentru implementarea acestui proiect sunt de 0 ruble.

Finanțarea proiectului se poate realiza la rubrica „reparații curente”, estimări de costuri. Proiectul poate fi finalizat într-o zi.

4.2 Calculul costului de producție

Calculul prețului de cost de 1t. produsele la standardele existente pentru tunderea capetelor îngroșate ale țevilor sunt date în tabel. 4.1.

Calculul pentru proiect este prezentat în tabel. 4.2. Deoarece rezultatul implementării proiectului nu este o creștere a producției, recalcularea valorilor costurilor pentru etapa de procesare în calculul de proiectare nu este efectuată. Rentabilitatea proiectului este reducerea costurilor prin reducerea deșeurilor de tăiere. Tunderea este redusă datorită scăderii coeficientului de consum al metalului.

4.3 Calculul indicatorilor de proiectare

Calculul indicatorilor proiectului se bazează pe costul prezentat în tabel. 4.2.

Economii prin reducerea costurilor pe an:

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

Profit raportat:

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

Profitul proiectului:

Pr p \u003d (P-C p) * V pr \u003d (19600-12091.127) * 110123.01 \u003d 826899696.5r.

Creșterea profitului va fi:

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

Rentabilitatea produsului a fost:

Rentabilitatea produselor pentru proiect:

Fluxurile de numerar pentru raport și pentru proiect sunt prezentate în Tabelul 4.3. și, respectiv, 4.4.

Tabel 4.1 - Calculul costului pentru 1 tonă de produse laminate în magazinul T-3 JSC "KresTrubZavod"

Nu. p / p	Element de cost	Cantitate	Pret 1 tona	Sumă
1	2	3	4	5
eu	Date în redistribuire: 1. Billet, t/t; 2. Deșeuri, t/t: tunderea substandard;
eu eu	Costuri de transfer 2. Costuri cu energia: putere putere electrică, kW/h abur pentru producție, Gcal apă tehnică, tm 3 aer comprimat, tm 3 apă reciclată, tm 3 ape uzate industriale, tm 3 3. Materiale auxiliare 7. Echipamente de înlocuire 10. Revizuire 11. Lucrări magazine de transport 12. Alte cheltuieli de magazin Costurile totale de conversie
W	Cost total al fabricii

Tabel 4.2 - Costul proiectului pentru 1 tonă de produse laminate

Nu. p / p	Element de cost	Cantitate	Pret 1 tona	Sumă
eu	Date în redistribuire: 1. Billet, t/t; 2. Deșeuri, t/t: tunderea substandard; Total specificat în redistribuire minus deșeuri și resturi
P	Costuri de transfer 1. Combustibil de proces (gaz natural), aici 2. Costuri cu energia: putere putere electrică, kW/h abur pentru producție, Gcal apă tehnică, tm 3 aer comprimat, tm 3 apă reciclată, tm 3 ape uzate industriale, tm 3 3. Materiale auxiliare 4. Salariul de bază al muncitorilor din producție 5. Salariul suplimentar al muncitorilor din producție 6. Deduceri pentru nevoi sociale 7. Echipamente de înlocuire 8. Reparația curentă și întreținerea mijloacelor fixe 9. Amortizarea mijloacelor fixe 10. Revizuire 11. Lucrări magazine de transport 12. Alte cheltuieli de magazin Costurile totale de conversie
W	Cost total al fabricii Costul total de producție
IV	cheltuieli nefabricate Costul total total

Îmbunătățirea procesului tehnologic va afecta performanța tehnică și economică a întreprinderii după cum urmează: profitabilitatea producției va crește cu 1,45%, economiile din reducerea costurilor se vor ridica la 12 milioane de ruble. pe an, ceea ce va duce la o creștere a profiturilor.

Tabel 4.3 - Fluxul de numerar raportat

flux de fonduri	Al anului
	1	2	3	4	5
A. Flux de numerar:
- Volumul producției, tone
- Prețul produsului, frecare.
aflux total
B. Ieșiri de numerar:
-Costuri de operare
-Impozit pe venit	193789135,29
Debit total:	1521432951,34	1521432951,34	1521432951,34	1521432951,34	1521432951,34
Fluxul net de numerar (A-B)
Coeff. Inversiunile	0,8	0,64	0,512	0,41	0,328
E=0,25
	493902383,46	889024290,22	1205121815,64	1457999835,97	1457999835,97

Tabel 4.4 - Flux de numerar pentru proiect

flux de fonduri	Al anului
	1	2	3	4	5
A. Flux de numerar:
- Volumul producției, tone
- Prețul produsului, frecare.
- Încasări din vânzări, frecare.
aflux total
B. Ieșiri de numerar:
-Costuri de operare
-Impozit pe venit
Debit total:	1526220795,63	1526220795,63	1526220795,63	1526220795,63	1526220795,63
Fluxul net de numerar (A-B)	632190135,03	632190135,03	632190135,03
Coeff. Inversiunile	0,8	0,64	0,512	0,41	0,328
E=0,25
Flux redus (A-B)*C inv
Fluxul de numerar cumulat VAN

Profilul financiar al proiectului este prezentat în Figura 4.1. Conform graficelor prezentate în fig. 4.1. VAN cumulat al proiectului depășește cifra planificată, ceea ce indică rentabilitatea necondiționată a proiectului. VAN cumulat calculat pentru proiectul implementat este o valoare pozitivă din primul an, întrucât proiectul nu a necesitat investiții de capital.

Profilul financiar al proiectului

Pragul de rentabilitate se calculează cu formula:

Pragul de rentabilitate caracterizează volumul minim de producție la care se termină pierderile și apare primul profit.

În tabel. 4.5. datele sunt prezentate pentru calcularea costurilor variabile și fixe.

Conform datelor de raportare, valoarea costurilor variabile pe unitate de producție este Z lane = 11212,8 ruble, valoarea costurilor fixe pe unitate de producție Z post = 987,7 ruble. Valoarea costurilor fixe pentru întregul volum de producție conform raportului este de 107780796,98 ruble.

Conform datelor de proiectare, valoarea costurilor variabile Z banda \u003d 11103,5 ruble, valoarea costurilor fixe Z post \u003d 987,7 ruble. Valoarea costurilor fixe pentru întregul volum de producție conform raportului este de 108768496,98 ruble.

Tabel 4.5 - Ponderea costurilor fixe în structura costurilor planificate și ale proiectului

Nu. p / p	Element de cost	Suma conform planului, frecați.	Valoarea proiectului, freacă.	Ponderea costurilor fixe în structura costurilor pentru redistribuire, %
1	2	3	4	5
1	Costuri de transfer 1. Combustibil de proces (gaz natural), aici 2. Costuri cu energia: putere putere electrică, kW/h abur pentru producție, Gcal apă tehnică, tm 3 aer comprimat, tm 3 apă reciclată, tm 3 ape uzate industriale, tm 3 3. Materiale auxiliare 4. Salariul de bază al muncitorilor din producție 5. Salariul suplimentar al muncitorilor din producție 6. Deduceri pentru nevoi sociale 7. Echipamente de înlocuire 8. Reparația curentă și întreținerea mijloacelor fixe 9. Amortizarea mijloacelor fixe 10. Revizuire 11. Lucrări magazine de transport 12. Alte cheltuieli de magazin Costurile totale de conversie
2	Cost total al fabricii Costul total de producție			100
3	cheltuieli nefabricate Costul total total			100

Pragul de rentabilitate raportat este:

TB de la T.

Pragul de rentabilitate al proiectului este:

TV pr T.

În tabel. 4.6. s-a efectuat calculul veniturilor și toate tipurile de costuri pentru producerea produselor vândute necesare pentru determinarea pragului de rentabilitate. Programele pentru calcularea pragului de rentabilitate pentru raport și pentru proiect sunt prezentate în Figura 4.2. și Fig.4.3. respectiv.

Tabelul 4.6 - Date pentru calcularea pragului de rentabilitate

Calculul pragului de rentabilitate conform raportului

Calculul pragului de rentabilitate pentru proiect

Indicatorii tehnici și economici ai proiectului sunt prezentați în tabel. 4.7.

Ca urmare, putem concluziona că măsura propusă în proiect va reduce costul unei unități de produse fabricate cu 1,45% prin reducerea costurilor variabile, ceea ce contribuie la creșterea profitului cu 19,5 milioane de ruble. cu o producţie anuală de 110.123,01 tone. Rezultatul implementării proiectului este creșterea valorii actuale nete cumulate în comparație cu valoarea planificată în perioada analizată. Un punct pozitiv este și reducerea pragului de rentabilitate de la 12,85 mii tone la 12,8 mii tone.

Tabelul 4.7 - Indicatori tehnico-economici ai proiectului

Nu. p / p	Indicator	Raport	Proiect	Deviere
				Absolut	%
1	Volumul productiei: în natură, t în termeni valoric, mii de ruble
2	Costul principalului active de producție, mii de ruble.	6775032	6775032	0	0
3	Costuri generale (cost integral): emisiune totală, mii de ruble unități de producție, frec.
4	Rentabilitatea produsului, %	60,65	62,1	1,45	2,33
5	Valoarea actuală netă, VAN	1700,136
6	Valoarea totală a investițiilor, mii de ruble	0
7	Referinţă: pragul de rentabilitate T.B., t, valoarea ratei de actualizare F, Rata internă de rentabilitate a VNB ieșirea maximă de numerar K, mii de ruble.

CONCLUZIE

În cadrul acestui proiect de teză a fost dezvoltată o tehnologie de producere a țevilor de uz general conform DIN 1629. Lucrarea are în vedere posibilitatea reducerii lungimii capetelor îngroșate formate în timpul rulării pe o moara reducătoare prin modificarea setărilor de viteză ale morii în timpul rularea secțiunilor de capăt ale țevii folosind capacitățile sistemului UZS-R. Calculele au arătat că reducerea lungimii capetelor îngroșate poate ajunge la 50%.

Calculele economice au arătat că utilizarea modurilor de rulare propuse va reduce costul unitar de producție cu 1,45%. Acest lucru, menținând volumele de producție existente, va face posibilă creșterea profiturilor cu 20 de milioane de ruble în primul an.

Bibliografie

1. Anuriev V.I. „Manualul proiectantului-constructor de mașini” în 3 volume, volumul 1 - M. „Inginerie” 1980 - 728 p.

2. Anuriev V.I. „Manualul proiectantului-constructor de mașini” în 3 volume, volumul 2 - M. „Inginerie” 1980 - 559 p.

3. Anuriev V.I. „Manualul proiectantului-constructor de mașini” în 3 volume, volumul 3 - M. „Inginerie” 1980 - 557 p.

4. Pavlov Ya.M. "Piese de mașină". - Leningrad „Inginerie” 1968 - 450 p.

5. Vasiliev V.I. „Fundamentele designului echipamente tehnologice manualul întreprinderilor de transport cu motor - Kurgan 1992 - 88 p.

6. Vasiliev V.I. „Fundamentele proiectării echipamentelor tehnologice ale întreprinderilor de transport cu motor” - Kurgan 1992 - 32 p.

480 de ruble. | 150 UAH | 7,5 USD ", MOUSEOFF, FGCOLOR, "#FFFFCC",BGCOLOR, "#393939");" onMouseOut="return nd();"> Teză - 480 de ruble, transport 10 minute 24 de ore pe zi, șapte zile pe săptămână și de sărbători

Hholkin Evgheni Ghenadievici. Studiul stabilității locale a profilelor trapezoidale cu pereți subțiri cu încovoiere longitudinală-transversală: disertație ... candidat la științe tehnice: 01.02.06 / Kholkin Evgeny Gennadievich; [Locul de protecție: Ohm. stat tehnologie. un-t].- Omsk, 2010.- 118 p.: ill. RSL OD, 61 10-5/3206

Introducere

1. Prezentare generală a studiilor de stabilitate ale elementelor structurale ale plăcilor comprimate 11

1.1. Definiții și metode de bază pentru studierea stabilității sistemelor mecanice 12

1.1.1, Algoritm pentru studierea stabilității sistemelor mecanice prin metoda statică 16

1.1.2. abordare statică. Metode: Euler, non-idealitate, energetic 17

1.2. Modelul matematic și principalele rezultate ale studiilor analitice ale stabilității lui Euler. Factorul de stabilitate 20

1.3. Metode de studiere a stabilității elementelor plăcilor și structurilor realizate din acestea 27

1.4. Metode de inginerie pentru calcularea plăcilor și a elementelor de plăci compozite. Conceptul metodei de reducere 31

1.5. Studii numerice ale stabilității lui Euler prin metoda elementelor finite: oportunități, avantaje și dezavantaje 37

1.6. Prezentare generală a studiilor experimentale privind stabilitatea plăcilor și a elementelor de plăci compozite 40

1.7. Concluzii și sarcini ale studiilor teoretice ale stabilității profilelor trapezoidale cu pereți subțiri 44

2. Dezvoltarea modelelor matematice și a algoritmilor de calcul al stabilității elementelor de plăci cu pereți subțiri din profile trapezoidale: 47

2.1. Încovoiere longitudinal-transversală a elementelor de plăci cu pereți subțiri ale profilelor trapezoidale 47

2.1.1. Declarația problemei, ipotezele principale 48

2.1.2. Model matematic în ecuații diferențiale obișnuite. Condiții limită, metoda imperfecțiunii 50

2.1.3. Algoritm de integrare numerică, determinarea criticilor

fire și implementarea acesteia în MS Excel 52

2.1.4. Rezultatele calculului și compararea lor cu soluțiile cunoscute 57

2.2. Calculul tensiunilor critice pentru un element individual de placă

în profil ^..59

2.2.1. Un model care tine cont de conjugarea elastica a elementelor de profil lamelar. Ipoteze și sarcini de bază ale cercetării numerice 61

2.2.2. Studiul numeric al rigidității conjugărilor și aproximarea rezultatelor 63

2.2.3. Studiul numeric al semilungimii de undă de flambaj la prima sarcină critică și aproximarea rezultatelor 64

2.2.4. Calculul coeficientului k(/3x,/32). Aproximarea rezultatelor calculelor (A,/?2) 66

2.3. Evaluarea caracterului adecvat al calculelor prin compararea cu soluțiile numerice prin metoda elementelor finite și soluțiile analitice cunoscute 70

2.4. Concluziile și sarcinile studiului pilot 80

3. Studii experimentale privind stabilitatea locală a profilelor trapezoidale cu pereți subțiri 82

3.1. Descrierea prototipurilor și a configurației experimentale 82

3.2. Testarea eșantionului 85

3.2.1. Metodologia şi conţinutul testelor G..85

3.2.2. Rezultatele testelor de compresie 92

3.3. Constatări 96

4. Luarea în considerare a stabilității locale în calculele structurilor portante din profile trapezoidale cu pereți subțiri cu o îndoire plană longitudinală - transversală 97

4.1. Calculul tensiunilor critice ale flambajului local al elementelor de placă și al grosimii limită a unui profil trapezoidal cu pereți subțiri 98

4.2. Zona de încărcare admisă fără a se lua în considerare flambajul local 99

4.3. Factorul de reducere 101

4.4. Contabilitatea flambajului și reducerii locale 101

Constatări 105

Lista bibliografică

Introducere în muncă

Relevanța lucrării.

Crearea de structuri ușoare, puternice și de încredere este o sarcină urgentă. Una dintre principalele cerințe în inginerie mecanică și construcții este reducerea consumului de metal. Aceasta conduce la faptul că elementele structurale trebuie calculate în funcție de relații constitutive mai precise, ținând cont de pericolul flambajului atât general, cât și local.

Una dintre modalitățile de a rezolva problema minimizării greutății este utilizarea profilelor laminate trapezoidale cu pereți subțiri (TTP) de înaltă tehnologie. Profilele sunt realizate prin rularea tablei subțiri de oțel cu grosimea de 0,4 ... 1,5 mm în condiții staționare sau direct pe locul de montaj ca elemente plate sau arcuite. Structurile care utilizează acoperiri arcuite portante realizate din profile trapezoidale cu pereți subțiri se disting prin ușurință, aspect estetic, ușurință de instalare și o serie de alte avantaje în comparație cu tipurile tradiționale de acoperiri.

Principalul tip de încărcare a profilului este îndoirea longitudinală-transversală. Ton-

jfflF dMF" elemente de placă

profilurile experimentate
compresie în planul mijlociu
oasele pot pierde spațiu
noua stabilitate. local
flambaj

Orez. 1. Exemplu de flambaj local

Yam,

^J

Orez. 2. Schema secțiunii reduse a profilului

(MPU) se observă în zone limitate de-a lungul lungimii profilului (Fig. 1) la sarcini semnificativ mai mici decât flambajul total și solicitări proporționale cu cele admisibile. Cu MPU, un element de placă comprimat separat al profilului încetează complet sau parțial să perceapă sarcina, care este redistribuită între celelalte elemente de placă ale secțiunii profilului. Totodată, în tronsonul în care s-a produs APL, tensiunile nu le depășesc neapărat pe cele admisibile. Acest fenomen se numește reducere. reducere

este de a reduce, în comparație cu cea reală, aria secțiunii transversale a profilului atunci când este redusă la o schemă de proiectare idealizată (Fig. 2). În acest sens, dezvoltarea și implementarea metodelor de inginerie pentru luarea în considerare a flambajului local a elementelor de placă ale unui profil trapezoidal cu pereți subțiri este o sarcină urgentă.

Oameni de știință proeminenți s-au ocupat de problemele stabilității plăcilor: 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. Timoshenko, Southwell, E. Stowell, Winderberg, Khwalla și alții. Abordări de inginerie pentru analiza tensiunilor critice cu flambaj local au fost dezvoltate în lucrările lui E.L. Ayrumyan, Burggraf, A.L. Vasilyeva, B.Ya. Volodarsky, M.K. Glouman, Caldwell, V.I. Klimanov, V.G. Krokhaleva, D.V. Martsinkevich, E.A. Pavlinova, A.K. Pertseva, F.F. Tamplona, ​​S.A. Timashev.

În metodele de calcul inginerești indicate pentru profile cu o secțiune transversală de formă complexă, pericolul MPU practic nu este luat în considerare. La etapa de proiectare preliminară a structurilor din profile cu pereți subțiri este important să existe un aparat simplu pentru evaluarea capacității portante a unei anumite dimensiuni. În acest sens, se impune dezvoltarea unor metode de calcul ingineresc care să permită, în procesul de proiectare a structurilor din profile cu pereți subțiri, evaluarea rapidă a capacității portante a acestora. Calculul de verificare a capacității portante a unei structuri de profil cu pereți subțiri poate fi efectuat folosind metode rafinate folosind produse software existente și, dacă este necesar, ajustat. Un astfel de sistem în două etape pentru calcularea capacității portante a structurilor din profile cu pereți subțiri este cel mai rațional. Prin urmare, dezvoltarea și implementarea metodelor de inginerie pentru calcularea capacității portante a structurilor din profile cu pereți subțiri, ținând cont de flambajul local a elementelor plăcilor, este o sarcină urgentă.

Scopul lucrării de disertație: studiul flambajului local în elementele plăcilor profilelor trapezoidale cu pereți subțiri în timpul îndoirii lor longitudinal-transversale și dezvoltarea unei metode inginerești de calcul a capacității portante, ținând cont de stabilitatea locală.

Pentru atingerea scopului, următoarele obiectivele cercetării.

Extinderea soluțiilor analitice pentru stabilitatea plăcilor dreptunghiulare comprimate la un sistem de plăci conjugate ca parte a unui profil.

Studiul numeric al modelului matematic al stabilității locale a profilului și obținerea de expresii analitice adecvate pentru solicitarea critică minimă a MPC-ului elementului de placă.

Evaluarea experimentală a gradului de reducere a secțiunii unui profil cu pereți subțiri cu flambaj local.

Dezvoltarea unei tehnici de inginerie pentru verificarea și calculul de proiectare a unui profil cu pereți subțiri, ținând cont de flambajul local.

Noutate științifică munca este de a dezvolta un model matematic adecvat de flambaj local pentru un lamelar separat

element în alcătuirea profilului și obținerea dependențelor analitice pentru calcularea tensiunilor critice.

Validitate și fiabilitate rezultatele obținute sunt furnizate prin bazarea pe soluții analitice fundamentale ale problemei stabilității plăcilor dreptunghiulare, aplicarea corectă a aparaturii matematice, suficientă pentru calcule practice, coincidența cu rezultatele calculelor FEM și ale studiilor experimentale.

Semnificație practică este de a dezvolta o metodologie de inginerie pentru calcularea capacității portante a profilelor, ținând cont de flambajul local. Rezultatele lucrării sunt implementate în LLC „Montazhproekt” sub forma unui sistem de tabele și reprezentări grafice ale zonelor de sarcini admisibile pentru întreaga gamă de profile produse, ținând cont de flambajul local și sunt utilizate pentru selecția preliminară a tipul și grosimea materialului de profil pentru soluții specifice de proiectare și tipuri de încărcare.

Dispoziții de bază pentru apărare.

Model matematic îndoire platăși comprimarea unui profil cu pereți subțiri ca sistem de elemente de placă conjugate și o tehnică de determinare a tensiunilor critice ale MPA pe baza acestuia în sensul lui Euler.

Dependențe analitice pentru calcularea tensiunilor critice ale flambajului local pentru fiecare element de profil lamelar într-o încovoiere longitudinală-transversală plană.

Metodă de inginerie pentru verificarea și calculul de proiectare a unui profil trapezoidal cu pereți subțiri, ținând cont de flambajul local. Aprobarea lucrării și publicare.

Principalele prevederi ale disertației au fost raportate și discutate în cadrul conferințelor științifice și tehnice diferite niveluri: Congresul Internaţional „Maşini, tehnologii şi procese în construcţii” dedicat împlinirii a 45 de ani a facultăţii „Transport şi maşini tehnologice” (Omsk, SibADI, 6-7 decembrie 2007); Conferință științifică și tehnică integrală rusească, „RUSSIA YOUNG: tehnologii avansate – în industrie” (Omsk, Om-GTU, 12-13 noiembrie 2008).

Structura și domeniul de activitate. Teza este prezentată pe 118 pagini de text, constă dintr-o introducere, 4 capitole și o anexă, conține 48 de figuri, 5 tabele. Lista de referințe include 124 de titluri.

Modelul matematic și principalele rezultate ale studiilor analitice ale stabilității lui Euler. Factorul de stabilitate

Orice proiect de inginerie se bazează pe o soluție ecuatii diferentiale modelul matematic al mișcării și echilibrului unui sistem mecanic. Redactarea unei structuri, mecanism, mașină este însoțită de unele toleranțe de fabricație, pe viitor - imperfecțiuni. Imperfecțiunile pot apărea și în timpul funcționării sub formă de lovituri, goluri datorate uzurii și alți factori. Toate variantele de influențe externe nu pot fi prevăzute. Proiectarea este forțată să funcționeze sub influența forțelor perturbatoare aleatorii, care nu sunt luate în considerare în ecuațiile diferențiale.

Factorii neluați în considerare în modelul matematic - imperfecțiunile, forțele aleatorii sau perturbațiile pot face ajustări serioase rezultatelor obținute.

Distingeți starea neperturbată a sistemului - starea calculată la perturbații zero și cea perturbată - formată ca urmare a perturbațiilor.

Într-un caz, din cauza perturbării, nu există o schimbare semnificativă a poziției de echilibru a structurii sau mișcarea acesteia diferă puțin de cea calculată. Această stare a sistemului mecanic se numește stabilă. În alte cazuri, poziția de echilibru sau natura mișcării diferă semnificativ de cea calculată, o astfel de stare se numește instabilă.

Teoria stabilității mișcării și echilibrului sistemelor mecanice se preocupă de stabilirea semnelor care să permită aprecierea dacă mișcarea sau echilibrul considerat va fi stabil sau instabil.

Un semn tipic al trecerii unui sistem de la o stare stabilă la una instabilă este atingerea de către un anumit parametru a unei valori numite critic - forță critică, viteză critică etc.

Apariția imperfecțiunilor sau impactul unor forțe nesocotite duc inevitabil la mișcarea sistemului. Prin urmare, în cazul general, ar trebui să se investigheze stabilitatea mișcării unui sistem mecanic sub perturbații. Această abordare a studiului stabilității se numește dinamică, iar metodele de cercetare corespunzătoare sunt numite dinamice.

În practică, este adesea suficient să ne limităm la o abordare statică, adică. metode statice pentru studiul stabilității. În acest caz, rezultatul final al perturbației este investigat - o nouă poziție de echilibru stabilită a sistemului mecanic și gradul de abatere a acestuia de la poziția de echilibru calculată, neperturbată.

Enunțul static al problemei presupune să nu ia în considerare forțele de inerție și parametrul timp. Această formulare a problemei face adesea posibilă traducerea modelului din ecuațiile fizicii matematice în ecuații diferențiale obișnuite. Acest lucru simplifică semnificativ modelul matematic și facilitează studiul analitic al stabilității.

Un rezultat pozitiv al analizei stabilității echilibrului prin metoda statică nu garantează întotdeauna stabilitatea dinamică. Cu toate acestea, pentru sistemele conservatoare, abordarea statică în determinarea sarcinilor critice și a noilor stări de echilibru conduce la exact aceleași rezultate ca și cea dinamică.

Într-un sistem conservator, munca forțelor interne și externe ale sistemului, efectuată în timpul trecerii de la o stare la alta, este determinată numai de aceste stări și nu depinde de traiectoria mișcării.

Conceptul de „sistem” combină o structură deformabilă și sarcini, al căror comportament trebuie specificat. Aceasta presupune două condiţii necesare şi suficiente pentru conservatorismul sistemului: 1) elasticitatea structurii deformabile, adică. reversibilitatea deformațiilor; 2) conservatorismul sarcinii, i.e. independenţa muncii efectuate de acesta faţă de traiectorie. În unele cazuri, metoda statică dă rezultate satisfăcătoare și pentru sistemele neconservative.

Pentru a ilustra cele de mai sus, să luăm în considerare câteva exemple din mecanica teoretică și rezistența materialelor.

1. O minge cu greutatea Q se află într-o adâncitură în suprafața de sprijin (Fig. 1.3). Sub acțiunea forței perturbatoare 5P Q sina, poziția de echilibru a mingii nu se modifică, adică. este stabil.

Cu o acțiune pe termen scurt a forței 5P Q sina, fără a lua în considerare frecarea de rulare, este posibilă o tranziție la o nouă poziție de echilibru sau oscilații în jurul poziției inițiale de echilibru. Când se ia în considerare frecarea mișcare oscilantă va fi amortizat, adică stabil. Abordarea statică permite determinarea doar a valorii critice a forței perturbatoare, care este egală cu: Рcr = Q sina. Natura mișcării când valoarea critică a acțiunii perturbatoare este depășită și durata critică a acțiunii pot fi analizate numai prin metode dinamice.

2. Tija este lungă / comprimată de forța P (Fig. 1.4). Din rezistența materialelor bazată pe metoda statică, se știe că la încărcare în limitele elasticității, există o valoare critică a forței de compresiune.

Rezolvarea aceleiași probleme cu o forță de urmărire, a cărei direcție coincide cu direcția tangentei în punctul de aplicare, prin metoda statică duce la concluzia despre stabilitatea absolută a formei rectilinie a echilibrului.

Model matematic în ecuații diferențiale obișnuite. Condiții limită, metoda imperfecțiunii

Analiza ingineriei este împărțită în două categorii: metode clasice și metode numerice. Folosind metode clasice, ei încearcă să rezolve problemele de distribuție a câmpurilor de tensiuni și deformații în mod direct, formând sisteme de ecuații diferențiale bazate pe principii fundamentale. O soluție exactă, dacă este posibil să se obțină ecuații într-o formă închisă, este posibilă numai pentru cele mai simple cazuri de geometrie, sarcini și condiții la limită. O gamă destul de largă de probleme clasice poate fi rezolvată folosind soluții aproximative ale sistemelor de ecuații diferențiale. Aceste soluții iau forma unor serii în care termenii inferiori sunt aruncați după ce a fost examinată convergența. La fel ca soluțiile exacte, cele aproximative necesită regulat formă geometrică, condiții la limită simple și aplicarea convenabilă a sarcinilor. Prin urmare, aceste soluții nu pot fi aplicate la majoritatea problemelor practice. Principalul avantaj al metodelor clasice este că oferă o înțelegere profundă a problemei studiate. Cu ajutorul metodelor numerice se poate investiga o gamă mai largă de probleme. Metodele numerice includ: 1) metoda energiei; 2) metoda elementelor de limită; 3) metoda diferențelor finite; 4) metoda elementelor finite.

Metodele energetice fac posibilă găsirea expresiei minime pentru energia potențială totală a unei structuri pe întreaga zonă dată. Această abordare funcționează bine doar pentru anumite sarcini.

Metoda elementului la limită aproximează funcțiile care satisfac sistemul de ecuații diferențiale care se rezolvă, dar nu și condițiile la limită. Dimensiunea problemei este redusă deoarece elementele reprezintă doar limitele zonei modelate. Cu toate acestea, aplicarea acestei metode necesită cunoașterea soluției fundamentale a sistemului de ecuații, care poate fi dificil de obținut.

Metoda diferențelor finite transformă sistemul de ecuații diferențiale și condiții la limită în sistemul corespunzător de ecuații algebrice. Această metodă permite rezolvarea problemelor de analiză a structurilor cu geometrie complexă, condiții la limită și sarcini combinate. Cu toate acestea, metoda diferențelor finite se dovedește adesea a fi prea lentă datorită faptului că necesitatea unei grile regulate pe întreaga zonă de studiu duce la sisteme de ecuații de ordin foarte înalt.

Metoda elementelor finite poate fi extinsă la o clasă aproape nelimitată de probleme datorită faptului că permite utilizarea elementelor de forme simple și diverse pentru a obține partiții. Dimensiunile elementelor finite care pot fi combinate pentru a obține o aproximare a oricăror granițe neregulate din partiție diferă uneori de zeci de ori. Este permisă aplicarea unui tip arbitrar de încărcare elementelor modelului, precum și aplicarea oricărui tip de prindere asupra acestora. Problema principală este creșterea costurilor pentru obținerea rezultatelor. Trebuie să plătim pentru generalitatea soluției cu pierderea intuiției, deoarece o soluție cu elemente finite este, de fapt, un set de numere care sunt aplicabile numai unei probleme specifice puse folosind un model cu elemente finite. Modificarea oricărui aspect semnificativ al modelului necesită de obicei o rezolvare completă a problemei. Cu toate acestea, acesta nu este un cost semnificativ, deoarece metoda elementelor finite este adesea singura cale posibilă deciziile ei. Metoda este aplicabilă tuturor claselor de probleme de distribuție a câmpului, care includ analiza structurală, transferul de căldură, fluxul de fluid și electromagnetismul. Dezavantajele metodelor numerice includ: 1) costul ridicat al programelor de analiză cu elemente finite; 2) pregătire îndelungată pentru a lucra cu programul și posibilitatea de a lucra cu drepturi depline numai pentru personal cu înaltă calificare; 3) destul de des este imposibil să se verifice prin experiment fizic corectitudinea rezultatului soluției obținute prin metoda elementelor finite, inclusiv în problemele neliniare. t Revizuirea studiilor experimentale privind stabilitatea plăcilor și a elementelor de plăci compozite

Profilele utilizate în prezent pentru structurile de construcție sunt realizate din foi metalice cu o grosime de 0,5 până la 5 mm și, prin urmare, sunt considerate cu pereți subțiri. Fețele lor pot fi fie plate, fie curbate.

Principala caracteristică a profilelor cu pereți subțiri este că fețele cu un raport mare lățime-grosime suferă deformații mari de flambaj sub sarcină. O creștere deosebit de intensă a deformațiilor se observă atunci când magnitudinea tensiunilor care acționează în față se apropie de o valoare critică. Există o pierdere a stabilității locale, deviațiile devin comparabile cu grosimea feței. Ca urmare, secțiunea transversală a profilului este puternic distorsionată.

În literatura de specialitate privind stabilitatea plăcilor, un loc special este ocupat de munca savantului rus SP. Timoşenko. El este creditat cu dezvoltarea unei metode energetice pentru rezolvarea problemelor de stabilitate elastică. Folosind această metodă, SP. Timoshenko a dat o soluție teoretică la problemele de stabilitate a plăcilor încărcate în planul mijlociu în diferite condiții la limită. Soluțiile teoretice au fost verificate printr-o serie de încercări pe plăci susținute liber sub compresie uniformă. Testele au confirmat teoria.

Evaluarea caracterului adecvat al calculelor prin compararea cu soluțiile numerice prin metoda elementelor finite și soluțiile analitice cunoscute

Pentru a verifica fiabilitatea rezultatelor obținute, au fost efectuate studii numerice prin metoda elementelor finite (FEM). Recent, studiile numerice ale FEM au fost folosite din ce în ce mai mult din motive obiective, precum lipsa problemelor de testare, imposibilitatea respectării tuturor condițiilor la testarea pe probe. Metodele numerice fac posibilă efectuarea cercetărilor în condiții „ideale”, au o eroare minimă, care este practic irealizabilă în testele reale. Studiile numerice au fost efectuate folosind programul ANSYS.

S-au efectuat studii numerice cu mostre: o placă dreptunghiulară; Element de profil în formă de U și trapezoidal, având o coamă longitudinală și fără coamă; foaia de profil (Fig. 2.11). Am luat în considerare probe cu o grosime de 0,7; 0,8; 0,9 și 1 mm.

Probelelor (Fig. 2.11), a fost aplicată o sarcină de compresiune uniformă sgsh de-a lungul capetelor, urmată de o creștere cu un pas Det. Sarcina corespunzătoare flambajului local al formei plate a corespuns valorii tensiunii critice de compresiune ccr. Apoi, conform formulei (2.24), a fost calculat coeficientul de stabilitate & (/? i, /? g) și a fost comparat cu valoarea din tabelul 2.

Se consideră o placă dreptunghiulară cu lungimea a = 100 mm și lățimea 6 = 50 mm, comprimată la capete de o sarcină de compresiune uniformă. În primul caz, placa are o fixare cu balamale de-a lungul conturului, în al doilea - o etanșare rigidă de-a lungul fețelor laterale și o fixare cu balamale de-a lungul capetelor (Fig. 2.12).

În programul ANSYS, s-a aplicat o sarcină de compresiune uniformă pe fețele de capăt și s-au determinat sarcina critică, efortul și coeficientul de stabilitate &(/?],/?2) al plăcii. Când s-a articulat de-a lungul conturului, placa și-a pierdut stabilitatea în a doua formă (s-au observat două umflături) (Fig. 2.13). Apoi au fost comparați coeficienții de rezistență k,/32) ai plăcilor, aflați numeric și analitic. Rezultatele calculului sunt prezentate în Tabelul 3.

Tabelul 3 arată că diferența dintre rezultatele soluțiilor analitice și numerice a fost mai mică de 1%. Prin urmare, s-a ajuns la concluzia că algoritmul de studiu de stabilitate propus poate fi utilizat în calcularea sarcinilor critice pentru structuri mai complexe.

Extinderea metodologiei propuse pentru calcularea stabilității locale a profilelor cu pereți subțiri la caz generalîncărcare în programul ANSYS s-au efectuat studii numerice pentru a afla modul în care natura sarcinii de compresiune afectează coeficientul k(y). Rezultatele cercetării sunt prezentate într-un grafic (Fig. 2.14).

Următorul pas în verificarea metodologiei de calcul propusă a fost studiul unui element separat al profilului (Fig. 2.11, b, c). Are o fixare cu balamale de-a lungul conturului și este comprimat la capete de o sarcină de compresiune uniformă USZH (Fig. 2.15). Eșantionul a fost studiat pentru stabilitate în programul ANSYS și conform metodei propuse. După aceea, rezultatele obținute au fost comparate.

La crearea unui model în programul ANSYS, pentru a distribui uniform sarcina de compresiune de-a lungul capătului, a fost plasat un profil cu pereți subțiri între două plăci groase și li s-a aplicat o sarcină de compresiune.

Rezultatul studiului în programul ANSYS al elementului profilului în formă de U este prezentat în Figura 2.16, care arată că, în primul rând, pierderea stabilității locale are loc la placa cea mai lată.

Zona de încărcare admisă fără a se lua în considerare flambajul local

Pentru structurile portante realizate din profile trapezoidale cu pereți subțiri de înaltă tehnologie, calculul se efectuează conform metodelor tensiunilor admisibile. Se propune o metodă de inginerie pentru luarea în considerare a flambajului local în calculul capacității portante a structurilor din profile trapezoidale cu pereți subțiri. Tehnica este implementată în MS Excel, este disponibilă pentru o aplicare largă și poate servi drept bază pentru completări adecvate la reguliîn ceea ce priveşte calculul profilelor cu pereţi subţiri. Este construit pe baza cercetărilor și a dependențelor analitice obținute pentru calcularea tensiunilor critice ale flambajului local a elementelor plăcilor de profil trapezoidal cu pereți subțiri. Sarcina este împărțită în trei componente: 1) determinarea grosimii minime a profilului (limitarea t \ la care nu este nevoie să se ia în considerare flambajul local în acest tip de calcul; 2) determinarea ariei admisibile. sarcini de profil trapezoidal cu pereți subțiri, în interiorul căruia este asigurată capacitatea portantă fără flambaj local; 3) determinarea intervalului de valori admisibile NuM, în care capacitatea portantă este prevăzută în cazul flambajului local a unuia sau mai multor elemente de placă ale unui profil trapezoidal cu pereți subțiri (ținând cont de reducerea secțiunii profilului).

Totodată, se consideră că dependența momentului încovoietor de forța longitudinală M = f (N) pentru structura calculată a fost obținută folosind metodele de rezistență a materialelor sau mecanica structurală (Fig. 2.1). Sunt cunoscute tensiunile admisibile [t] și limita de curgere a materialului cgt, precum și tensiunile reziduale cst în elementele plăcilor. În calculele după pierderea locală a stabilității s-a aplicat metoda „reducerii”. În caz de flambaj, 96% din lățimea elementului de placă corespunzător este exclusă.

Calculul tensiunilor critice ale flambajului local a elementelor de placă și grosimea limită a unui profil trapezoidal cu pereți subțiri Un profil trapezoidal cu pereți subțiri este împărțit într-un set de elemente de placă așa cum se arată în Fig.4.1. În același timp, unghiul de aranjare reciprocă a elementelor învecinate nu afectează valoarea tensiunii critice a localului.

Profil H60-845 flambaj CURBA. Este permisă înlocuirea ondulațiilor curbilinii cu elemente rectilinii. Tensiuni critice de compresiune ale flambajului local în sensul lui Euler pentru un element individual /-lea de placă al unui profil trapezoidal cu pereți subțiri cu lățimea bt la grosimea t, modulul de elasticitate al materialului E și raportul lui Poisson ju în stadiul elastic de încărcare sunt determinate de formula

Coeficienții k(px, P2) și k(v) țin cont, respectiv, de influența rigidității elementelor plăci adiacente și de natura distribuției tensiunilor de compresiune pe lățimea elementului de placă. Valoarea coeficienților: k(px, P2) se determină conform tabelului 2 sau se calculează prin formula

Tensiunile normale dintr-un element de placă sunt determinate în axele centrale de formula binecunoscută pentru rezistența materialelor. Aria sarcinilor permise fără a se ține cont de flambajul local (Fig. 4.2) este determinată de expresie și este un patrulater, unde J este momentul de inerție al secțiunii perioadei profilului în timpul îndoirii, F este aria secțiunii ale perioadei de profil, ymax și Umіp sunt coordonatele punctelor extreme ale secțiunii de profil (Fig. 4.1).

Aici, aria secțiunii profilului F și momentul de inerție al secțiunii J sunt calculate pentru un element periodic de lungime L, iar forța longitudinală iV și momentul încovoietor Mb al profilului se referă la L.

Capacitatea portantă este furnizată atunci când curba de sarcină reală M=f(N) se încadrează în intervalul sarcinilor admisibile minus aria flambajului local (Fig. 4.3). Fig 4.2. Zona de încărcare admisă fără a se lua în considerare flambajul local

Pierderea stabilității locale a unuia dintre rafturi duce la excluderea parțială a acestuia din percepția sarcinilor de lucru - reducerea. Gradul de reducere este luat în considerare de factorul de reducere

Capacitatea portantă este furnizată atunci când curba de sarcină reală se încadrează în intervalul sarcinilor permise minus zona de încărcare a flambajului local. La grosimi mai mici, linia de flambaj local reduce aria sarcinilor permise. Flambajul local nu este posibil dacă curba de sarcină reală este plasată într-o zonă redusă. Când curba sarcinilor reale depășește linia valorii minime a tensiunii critice a flambajului local, este necesar să se reconstruiască zona sarcinilor admise, ținând cont de reducerea profilului, care este determinată de expresia