3.2 Výpočet rolovacieho stola

Základný princíp konštrukcie technologický postup v moderných zariadeniach spočíva vo výrobe rúr s rovnakým konštantným priemerom na kontinuálnom mlyne, čo umožňuje použiť aj predvalok a objímku s konštantným priemerom. Získanie rúrok požadovaného priemeru je zabezpečené redukciou. Takýto systém práce výrazne uľahčuje a zjednodušuje nastavenie fréz, znižuje park nástrojov a hlavne umožňuje zachovať vysokú produktivitu celej jednotky aj pri valcovaní rúr minimálneho (po zmenšení) priemeru.

Valcovací stôl počítame podľa odvaľovacieho kurzu podľa metódy opísanej v čl. Vonkajší priemer potrubia po redukcii je určený rozmermi posledného páru valcov.

Dp3 = (1,010...1,015) * Do = 1,01 * 33,7 = 34 mm

kde D p je priemer hotovej rúry po redukčnej fréze.

Hrúbka steny po priebežných a redukčných frézach by sa mala rovnať hrúbke steny hotového potrubia, t.j. Sn = Sp = So = 3,2 mm.

Pretože po kontinuálnom frézovaní vychádza rúrka rovnakého priemeru, berieme D n = 94 mm. V kontinuálnych mlynoch kalibrácia valcov zaisťuje, že v posledných pároch valcov je vnútorný priemer rúrky o 1-2 mm väčší ako priemer tŕňa, takže priemer tŕňa sa bude rovnať:

H = dn- (1,.2) = Dn-2Sn-2 = 94-2 * 3,2-2 = 85,6 mm.

Akceptujeme priemer tŕňov rovný 85 mm.

Vnútorný priemer objímky by mal poskytovať voľné vloženie tŕňa a je o 5-10 mm väčší ako priemer tŕňa

dg = n+ (5..10) = 85 + 10 = 95 mm.

Akceptujeme stenu objímky:

Sg = Sn+ (11..14) = 3.2 + 11.8 = 15 mm.

Vonkajší priemer objímok je určený na základe hodnoty vnútorného priemeru a hrúbky steny:

Dg = dg + 2S g = 95 + 2 x 15 = 125 mm.

Priemer použitého obrobku D z = 120 mm.

Priemer tŕňa dierovacej stolice sa volí s prihliadnutím na množstvo valcovania, t.j. zväčšenie vnútorného priemeru objímky, ktoré tvorí od 3 % do 7 % vnútorného priemeru:

P = (0,92 ... 0,97) dg = 0,93 x 95 = 88 mm.

Koeficienty predĺženia pre dierovacie, kontinuálne a redukčné frézy sú určené vzorcami:

,

Celkový pomer roztiahnutia je:

Rolovací stôl pre rúry s rozmermi 48,3 × 4,0 mm a 60,3 × 5,0 mm sa vypočíta podobným spôsobom.

Rolovací stôl je uvedený v tabuľke. 3.1.

Tabuľka 3.1 - Rolovací stôl TPA-80

Rozmer hotových rúr, mm

Priemer obrobku, mm

Prepichovací mlyn

Priebežný mlyn

Redukčný mlyn

Celkový pomer roztiahnutia

Vonkajší priemer

hrúbka steny

Veľkosť rukáva, mm

Priemer tŕňa, mm

Pomer ťahu

Rozmery potrubia, mm

Priemer tŕňa, mm

Pomer ťahu

Veľkosť potrubia, mm

Počet stojanov

Pomer ťahu

hrúbka steny

hrúbka steny

hrúbka steny

3.3 Výpočet kalibrácie valcov redukčnej stolice

Veľkosť rolky je dôležitá časť výpočet prevádzkového režimu mlyna. To do značnej miery určuje kvalitu rúr, životnosť nástroja, rozloženie zaťaženia v pracovných stojanoch a pohon.

Výpočet veľkosti kotúča zahŕňa:

rozloženie čiastkových deformácií v mlynských stolicách a výpočet stredných priemerov kalibrov;

určenie veľkostí drážok valcov.

3.3.1 Rozdelenie čiastkových deformácií

Podľa charakteru zmeny čiastkových deformácií možno stolice redukčnej stolice rozdeliť do troch skupín: čelná na začiatku stolice, v ktorej sa redukcie v priebehu valcovania intenzívne zväčšujú; dimenzovanie (na konci mlyna), v ktorom sú deformácie redukované na minimálnu hodnotu, a skupina stojanov medzi nimi (stredná), v ktorej sú čiastkové deformácie maximálne alebo im blízke.

Pri valcovaní rúr v ťahu sa hodnoty čiastkových deformácií berú na základe stavu stability profilu rúry pri hodnote plastového napätia, ktoré zabezpečuje výrobu rúry daného rozmeru.

Koeficient celkového plastového napätia možno určiť podľa vzorca:

,

kde
- axiálne a tangenciálne deformácie v logaritmickej forme; T je hodnota určená v prípade trojvalcového kalibru podľa vzorca

kde (S / D) cp je priemerný pomer hrúbky steny k priemeru počas doby deformácie rúry v mlyne; k-faktor zohľadňujúci zmenu stupňa hrúbky potrubia.

,

,

kde m je hodnota celkovej deformácie potrubia z hľadiska priemeru.

.

Hodnota kritického čiastočného zníženia pri takomto koeficiente plastického napätia môže podľa uvedeného dosiahnuť 6 % v druhom poraste, 7,5 % v treťom poraste a 10 % vo štvrtom poraste. V prvom poraste sa odporúča odber v rozmedzí 2,5–3 %. Na zabezpečenie stabilnej priľnavosti sa však veľkosť redukcie zvyčajne zníži.

V predfinišovacích a dokončovacích stojanoch mlyna sa redukcia tiež znižuje, ale aby sa znížilo zaťaženie valcov a zvýšila sa presnosť hotových rúr. V poslednom poraste ciachovacej skupiny sa berie redukcia rovná nule, v predposlednom poraste až 0,2 redukcie v poslednom poraste strednej skupiny.

V strednej skupine porastov sa praktizuje rovnomerné a nerovnomerné rozloženie čiastkových deformácií. Pri rovnomernom rozložení redukcie vo všetkých porastoch tejto skupiny sa predpokladá, že sú konštantné. Nerovnomerné rozloženie čiastkových deformácií môže mať niekoľko variantov a môže byť charakterizované nasledujúcimi zákonitosťami:

redukcia v strednej skupine sa úmerne znižuje od prvých porastov po posledný - padací režim;

v niekoľkých prvých porastoch strednej skupiny sú čiastočné deformácie redukované a zvyšok zostáva konštantný;

kompresia v strednej skupine sa najprv zvýši a potom sa zníži;

v niekoľkých prvých porastoch strednej skupiny sú čiastkové deformácie ponechané konštantné a v ostatných sú redukované.

Pri klesajúcich deformačných režimoch v strednej skupine stolíc sa rozdiely v hodnote valcovacieho výkonu a zaťaženia pohonu, spôsobené zvýšením odolnosti proti deformácii kovu pri valcovaní, v dôsledku poklesu jeho teploty a zvýšenie rýchlosti deformácie, zníženie. Predpokladá sa, že zmenšovanie redukcií ku koncu mlyna tiež zlepšuje kvalitu vonkajšieho povrchu rúr a znižuje hrúbku priečnej steny.

Pri výpočte kalibrácie valcov berieme rovnomerné rozdelenie redukcií.

Hodnoty čiastkových deformácií pozdĺž stolice sú na obr. 3.1.

Distribúcia kompresie

Na základe akceptovaných hodnôt čiastočných deformácií je možné vypočítať priemerné priemery kalibrov pomocou výrobného vzorca potrubia, a priamo, ... zlyhania) počas výroby penový betón. o výroby penobetón používajú rôzni ... pracovníci priamo súvisiaci s výroby penobetón, špeciálne oblečenie, ...

Výroba gravitačný železobetón potrubia

Diplomová práca >> Priemysel, výroba

Prenájom Výroba potrubia metódou odstredivého valcovania. Železobetón potrubia vyrobené ... odstredivou metódou výroby potrubia... Nakladanie betónových odstrediviek ... umožňuje oddebňovanie. Výroba potrubia radiálnym lisovaním. Toto...

ÚVOD

1 STAV PROBLÉMU O TEÓRII A TECHNOLÓGII PROFILOVANIA POTRUBÍ POLYFACE NÁKRESOM DOPLŇOVANIA (PREHĽAD LITERATÚRY).

1.1 Rozsah tvarované rúry s plochými hranami a ich využitie v technike.

1.2 Hlavné spôsoby výroby tvarových rúr s plochými okrajmi.

1.4 Kresliaci tvarový nástroj.

1.5 Výkres mnohostranných špirálovo stočených rúr.

1.6 Závery. Účel a ciele výskumu.

2 VÝVOJ MATEMATICKÉHO MODELU PROFILOVANIA POTRUBIA KRESLENÍM.

2.1 Základné ustanovenia a predpoklady.

2.2 Popis geometrie deformačnej zóny.

2.3 Popis výkonových parametrov procesu profilovania.

2.4 Posúdenie vyplnenia uhlov kreslenia a dotiahnutia hrán profilu.

2.5 Popis algoritmu na výpočet parametrov profilovania.

2.6 Počítačová analýza silových pomerov profilovania štvorcových rúr nekorigovaným výkresom.

2.7 Závery.

3 VÝPOČET NÁSTROJA NA PEVNOSŤ PRE PRÁDENIE PROFILOVÝCH POTRUBÍ.

3.1 Vyjadrenie problému.

3.2 Stanovenie napätosti výkresu.

3.3 Konštrukcia mapovacích funkcií.

3.3.1 Štvorcový otvor.

3.3.2 Obdĺžnikový otvor.

3.3.3 Plochý oválny vývrt.

3.4 Príklad výpočtu napätosti matrice so štvorcovým otvorom.

3.5 Príklad výpočtu napätosti matrice s kruhovým otvorom.

3.6 Analýza získaných výsledkov.

3.7 Závery.

4 EXPERIMENTÁLNE ŠTÚDIE PROFILOVANIA Štvorcových a pravouhlých rúr KRESLENÍM.

4.1 Technika experimentu.

4.2 Profilovanie štvorcovej rúry ťahaním v jednom ťahu do jedného výkresu.

4.3 Tvarovanie štvorcovej rúry ťahaním v jednom ťahu s protiťahom.

4.4 Trojfaktorový lineárny matematický model profilovania štvorcových rúr.

4.5 Stanovenie výplne uhlov kreslenia a utiahnutia hrán.

4.6 Zlepšenie kalibrácie ťahacích kanálov pre pravouhlé rúry.

4.7 Závery.

5 VÝKRESOVÝ PROFIL Skrutkované rúry.

5.1 Výber technologických parametrov ťahania s krútením.

5.2 Stanovenie krútiaceho momentu.

5.3 Stanovenie ťažnej sily.

5.4 Experimentálne štúdie.

5.5 Závery.

Odporúčaný zoznam dizertačných prác

• Kreslenie tenkostenných rúr rotačným nástrojom 2009, kandidátka technických vied Pastushenko, Tatiana Sergeevna

• Zdokonalenie technológie bezokrajového ťahania tenkostenných rúr do bloku ťahania s garantovanou hrúbkou steny 2005, kandidát technických vied Kargin, Boris Vladimirovič

• Zlepšenie procesov a strojov na výrobu rúr tvarovaných za studena na základe modelovania deformačnej zóny 2009, doktor technických vied Parshin, Sergej Vladimirovič

• Modelovanie procesu profilovania polyedrických rúr za účelom jeho zlepšenia a výberu parametrov mlyna 2005, kandidátka technických vied Semenova, Natalia Vladimirovna

• Kreslenie rúr z anizotropného vytvrdzovacieho materiálu 1998, kandidát technických vied Chernyaev, Alexey Vladimirovič

Úvod dizertačnej práce (časť abstraktu) na tému "Zlepšenie procesu profilovania mnohostranných rúr nekorigovaným kreslením"

Relevantnosť témy. Aktívny rozvoj priemyselného sektora hospodárstva, prísne požiadavky na efektívnosť a spoľahlivosť výrobkov, ako aj na efektívnosť výroby si vyžadujú použitie typov zariadení a technológií, ktoré šetria zdroje. Pre mnohé odvetvia stavebného priemyslu, strojárstva, prístrojovej výroby, rádiotechnického priemyslu je jedným z riešení použitie rúr ekonomického typu (výmenníkové a radiátorové rúry, vlnovody atď.), čo umožňuje: zvýšiť výkon inštalácie, pevnosť a trvanlivosť konštrukcií, zníženie ich spotreby kovov, úspora materiálov, zlepšenie vzhľadu. Široký sortiment a značný objem spotreby tvarových rúr si vyžiadali rozvoj ich výroby v Rusku. V súčasnosti sa väčšina tvarových rúr vyrába v ťažiarňach rúr, pretože operácie valcovania za studena a ťahania sú v domácom priemysle dosť rozvinuté. V tomto ohľade je obzvlášť dôležité zlepšenie existujúcej výroby: vývoj a výroba nástrojov, zavádzanie nových technológií a metód.

Najbežnejšími typmi tvarovaných rúr sú mnohostranné (štvorcové, obdĺžnikové, šesťhranné atď.) rúry vysokej presnosti, získané neťahaním pri jednom prechode.

Relevantnosť témy dizertačnej práce je daná potrebou zlepšiť kvalitu polyedrických rúr zlepšením procesu ich profilovania bez tŕňa.

Cieľom práce je zdokonaliť proces profilovania mnohostranných rúr nekorigovaným kreslením vyvinutím metód výpočtu technologických parametrov a geometrie nástroja.

Na dosiahnutie tohto cieľa je potrebné vyriešiť nasledujúce úlohy:

1. Vytvoriť matematický model profilovania polyedrických rúr bezokrajovým kreslením na posúdenie silových pomerov s prihliadnutím na nelineárny zákon tvrdnutia, anizotropiu vlastností a komplexnú geometriu kanála zápustky.

2. Určiť silové pomery v závislosti od fyzikálnych, technologických a konštrukčných parametrov profilovania pri neobmedzenom ťahaní.

3. Vypracovať metodiku hodnotenia plnenia uhlov ťahania a doťahovania hrán pri ťahaní polyedrických rúr.

4. Vypracovať metódu výpočtu pevnosti tvarových zápustiek na určenie geometrických parametrov nástroja.

5. Vypracovať metodiku výpočtu technologických parametrov so súčasným profilovaním a krútením.

6. Vykonávať experimentálne štúdie technologických parametrov procesu, zabezpečujúce vysokú rozmerovú presnosť polyedrických rúr a kontrolovať primeranosť výpočtu technologických parametrov profilovania pomocou matematického modelu.

Výskumné metódy. Teoretické štúdie vychádzali zo základných ustanovení a predpokladov teórie kreslenia, teórie pružnosti, metódy konformných zobrazení a výpočtovej matematiky.

Experimentálne štúdie boli realizované v laboratórnych podmienkach metódami matematického plánovania experimentu na univerzálnom testovacom stroji TsDMU-30.

Výsledky výpočtu technologických a konštrukčných parametrov profilovania mnohostranných rúr autor obhajuje nekorigovaným nákresom: spôsob výpočtu pevnosti tvarovky s prihliadnutím na bežné zaťaženia v žľabe; metodika výpočtu technologických parametrov procesu profilovania polyedrických rúr nekorozívnym ťahaním; metodika výpočtu technologických parametrov so súčasným profilovaním a krútením pri neobmedzenom ťahaní špirálových tenkostenných polyedrických rúr; výsledky experimentálnych štúdií.

Vedecká novinka. Ustanovujú sa zákonitosti zmeny silových pomerov pri profilovaní polyedrických rúr nekorigovaným ťahaním s prihliadnutím na nelineárny zákon tvrdnutia, anizotropiu vlastností a zložitú geometriu kanála zápustky. Bol vyriešený problém určenia stavu napnutia tvarovej matrice, ktorá je pod pôsobením normálneho zaťaženia v kanáli. Pre simultánne profilovanie a krútenie polyedrickej rúry je uvedený úplný záznam rovníc napäťového stavu.

Spoľahlivosť výsledkov výskumu je potvrdená prísnou matematickou formuláciou problémov, používaním analytických metód na riešenie problémov, modernými metódami vykonávania experimentov a spracovania experimentálnych údajov, reprodukovateľnosťou experimentálnych výsledkov, uspokojivou konvergenciou vypočítaných, experimentálnych údajov a praktických výsledkov. , súlad výsledkov simulácie s technológiou výroby a charakteristikami hotových polyedrických rúr.

Praktická hodnota práce je nasledovná:

1. Navrhujú sa spôsoby výroby štvorcových rúr 10x10x1mm zo zliatiny D1 vysokej presnosti, zvyšujúce výťažnosť o 5%.

2. Boli určené rozmery tvarových vozňov, ktoré zabezpečujú ich výkonnosť.

3. Kombináciou operácií profilovania a skrúcania sa skracuje technologický cyklus výroby špirálových mnohostranných rúr.

4. Vylepšená kalibrácia kanála tvarovej matrice na profilovanie pravouhlých rúr 32x18x2mm.

Schválenie práce. Hlavné ustanovenia dizertačnej práce boli referované a prediskutované na medzinárodnej vedecko-technickej konferencii venovanej 40. výročiu vzniku samarského metalurgického závodu „Nové smery rozvoja výroby a spotreby hliníka a jeho zliatin“ (Samara: SSAU, 2000) ; 11. medziuniverzitná konferencia " Matematické modelovanie a hraničné problémy “, (Samara: SSTU, 2001); druhá medzinárodná vedecko-technická konferencia „Fyzika kovov, mechanika materiálov a deformačné procesy“ (Samara: SSAU, 2004); XIV Stupid-levskie čítania: medzinárodná vedecká konferencia mládeže (Kazan: KSTU, 2006); IX Kráľovské čítania: Medzinárodná vedecká konferencia mládeže (Samara: SSAU, 2007).

Publikácie Materiály odrážajúce hlavný obsah práce boli publikované v 11 prácach, vrátane popredných recenzovaných vedeckých časopisov, určených Vyššou atestačnou komisiou - 4.

Štruktúra a rozsah prác. Práca pozostáva zo základných konvencií, úvodu, piatich kapitol, bibliografie a prílohy. Dielo je prezentované na 155 stranách strojom písaného textu, vrátane 74 obrázkov, 14 tabuliek, bibliografie 114 titulov a prílohy.

Autor vyjadruje poďakovanie pracovníkom Katedry tvárnenia kovov tlakom za pomoc, ako aj vedeckému poradcovi, profesorovi katedry, doktorovi technických vied. V.R. Karginovi za cenné pripomienky a praktickú pomoc pri práci.

Podobné dizertačné práce v odbore "Technológie a stroje na tvárniaci tlak", 05.03.05 kód VAK

• Zlepšenie technológie a zariadenia na výrobu nerezových kapilár 1984, kandidát technických vied Trubitsin, Alexander Filippovich

• Zlepšenie technológie montáže ťahaním zložených rúr zložitých prierezov s danou úrovňou zvyškových napätí 2002, kandidát technických vied Fedorov, Michail Vasilievič

• Zlepšenie technológie a konštrukcie lisovníc na výrobu šesťhranných profilov na základe modelovania v systéme "obrobok-nástroj" 2012, kandidát technických vied Malakanov, Sergey Aleksandrovich

• Skúmanie modelov napäťovo-deformačného stavu kovu pri ťahaní rúr a vývoj metódy na určenie výkonových parametrov ťahania na samovyrovnávacom tŕni 2007, kandidát technických vied Malevič, Nikolaj Aleksandrovič

• Zlepšenie zariadení, nástrojov a technologických prostriedkov na ťahanie kvalitných pozdĺžnych zváraných rúr 2002, kandidátka technických vied Manochina, Natalia Grigorievna

Záver diplomovej práce na tému „Technológie a stroje na tlakovú úpravu“, Shokova, Ekaterina Viktorovna

HLAVNÉ VÝSLEDKY A ZÁVERY O PRÁCI

1. Z rozboru vedeckej a technickej literatúry vyplýva, že jedným z racionálnych a produktívnych procesov výroby tenkostenných polyedrických rúr (štvorcových, pravouhlých, šesťhranných, osemhranných) je proces neokrajovania.

2. Pre proces profilovania polyedrických rúr nekorigovaným ťahaním bol vyvinutý matematický model, ktorý umožňuje určiť silové pomery s prihliadnutím na nelineárny zákon tvrdnutia, anizotropiu vlastností materiálu rúry a zložitú geometriu die kanál. Model je implementovaný v programovacom prostredí Delphi 7.0.

3. Pomocou matematického modelu bol stanovený kvantitatívny vplyv fyzikálnych, technologických a konštrukčných faktorov na výkonové parametre procesu profilovania mnohostranných rúr nekorigovaným ťahaním.

4. Boli vyvinuté metódy na posúdenie plnenia uhlov ťahania a utiahnutia hrán v prípade nekorigovaného ťahania polyedrických rúr.

5. Bola vyvinutá metóda na výpočet pevnosti tvarovaných ťahadiel s prihliadnutím na normálové zaťaženie v kanáli na základe funkcie Airyho napätia, metódy konformného zobrazenia a tretej teórie pevnosti.

6. Experimentálne zostavený trojfaktorový matematický model profilovania štvorcových rúr, ktorý umožňuje zvoliť technologické parametre zabezpečujúce presnosť geometrie výsledných rúr.

7. Vyvinutá a na inžiniersku úroveň dodaná metodika výpočtu technologických parametrov so súčasným profilovaním a skrúcaním mnohostranných rúr nekorigovaným výkresom.

8. Experimentálne štúdie procesu profilovania mnohostranných rúr nekorigovaným ťahaním preukázali uspokojivú zhodu výsledkov teoretickej analýzy s experimentálnymi údajmi.

Zoznam literatúry o výskume dizertačnej práce Kandidátka technických vied Šoková, Ekaterina Viktorovna, 2008

1. A.c. 1045977 ZSSR, MKI3 V21SZ / 02. Nástroj na kreslenie tenkostenných tvarových rúr Text. / V.N. Ermakov, G.P. Moiseev, A.B. Suntsov a ďalší (ZSSR). č. 3413820; vyhlásil 31.03.2082; publ. 07.10.83, Bul. č. 37. - Zs.

2. A.c. 1132997 ZSSR, MKI3 V21SZ / 00. Kompozitná matrica na kreslenie polyedrických profilov s párnym počtom hrán Text. / V A. Rebrin, A.A. Pavlov, E.V. Nikulin (ZSSR). -č. 3643364 / 22-02; vyhlásil 16.09.83; publ. 01/07/85, Bul. #1. -4s.

3. A.c. 1197756 ZSSR, MKI4V21S37 / 25. Spôsob výroby pravouhlých rúr Text. / P.N. Kalinushkin, V.B. Furmanov a ďalší (ZSSR). č. 3783222; prihláška dňa 24. 8. 84; publ. 15.12.85, Bul. č. 46. - 6 s.

4. A.c. 130481 ZSSR, MKI 7s5. Zariadenie na skrúcanie nekruhových profilov kreslením textu. / V.L. Kolmogorov, G.M. Moiseev, Yu.N. Shakmaev a ďalší (ZSSR). č. 640189; vyhlásil 10/02/59; publ. 1960, Bul. č. 15. -2s.

5. A.c. 1417952 ZSSR, MKI4V21S37 / 15. Spôsob výroby profilových polyedrických rúr Text. / A.B. Jukov, A.A. Shkurenko a ďalší (ZSSR). č. 4209832; vyhlásil 01/09/87; publ. 23.08.88, Bul. č. 31. - 5 s.

6. A.c. 1438875 ZSSR, MKI3 V21S37 / 15. Spôsob výroby pravouhlých rúr Text. / A.G. Michajlov, L.B. Maslan, V.P. Buzin a ďalší (ZSSR). č. 4252699 / 27-27; vyhlásil 28.05.2087; publ. 23.11.88, Bul. č. 43. -4s.

7. A.c. 1438876 ZSSR, MKI3 V21S37 / 15. Zariadenie na premenu okrúhlych rúr na obdĺžnikové Text. / A.G. Michajlov, L.B. Maslan, V.P. Buzin a ďalší (ZSSR). č. 4258624 / 27-27; vyhlásil 06/09/87; publ. 23.11.88, Bul. č. 43. -Zs.

8. A.c. 145522 ZSSR MKI 7b410. Matrica na ťahanie rúr Text. / E.V.

9. Kushch, B.K. Ivanov (ZSSR) .- č. 741262/22; vyhlásil 08/10/61; publ. 1962, bulletin číslo 6. -Zs.

10. A.c. 1463367 ZSSR, MKI4 V21S37 / 15. Spôsob výroby polyedrických rúr Text. / V.V. Jakovlev, V.A. Shurinov, A. I. Pavlov a V. A. Beljavin (ZSSR). č. 4250068 / 23-02; vyhlásil 13. 4. 2087; publ. 3.7.89, Bul. č. 9. -2s.

11. A.c. 590029 ZSSR, MKI2V21SZ / 00. Matrice na ťahanie tenkostenných polyedrických profilov Text. / B.JI. Dyldin, V.A. Aleshin, G.P. Moiseev a ďalší (ZSSR). č. 2317518 / 22-02; vyhlásil 30. 1. 2076; publ. 30.01.78, Bul. č. 4. -Zs.

12. A.c. 604603 ZSSR, MKI2 V21SZ / 00. Matrica na kreslenie obdĺžnikového drôtu Text. / JI.C. Vatrushin, I. Sh. Berin, A.JI. Čečurín (ZSSR). -č. 2379495 / 22-02; vyhlásil 07/05/76; zverejnené 30.04.78, Bulletin č.16, 2 s.

13. A.c. 621418 ZSSR, MKI2 V21SZ / 00. Nástroj na kreslenie polyedrických rúr s párnym počtom plôch Text. / G.A. Savin a V.I. Pančenko, V.K. Sidorenko, L.M. Schlosberg (ZSSR). č. 2468244 / 22-02; vyhlásil 29. 3. 2077; publ. 30.08.78, Bul. č. 32. -2s.

14. A.c. 667266 ZSSR, MKI2 V21SZ / 02. Ťahanie textu. / A.A. Fotov, V.N. Duev, G.P. Moiseev, V.M. Ermakov, Yu.G. Dobre (ZSSR). č. 2575030 / 22-02; vyhlásil 02/01/78; publ. 15.06.1979, Bul. č. 22, -4s.

15. A.c. 827208 ZSSR, MKI3 V21SZ / 08. Zariadenie na výrobu tvarových rúr Text. / I.A. Ljašenko, G.P. Motseev, S.M. Podoskin a ďalší (ZSSR). č. 2789420 / 22-02; prihláška dňa 29.06.79; publ. 05/07/81, Bul. č. 17. - Zs.

16. A.c. 854488 ZSSR, MKI3 V21SZ / 02. Nástroj na kreslenie Text. /

17. S.P. Panasenko (ZSSR). č. 2841702 / 22-02; vyhlásil 23. 11. 2079; publ. 15.08.2081, Bul. č. 30. -2s.

18. A.c. 856605 ZSSR, MKI3 V21SZ / 02. Ťahanie pre kreslenie profilov Text. / Yu.S. Zykov, A.G. Vasiliev, A.A. Kočetkov (ZSSR). č. 2798564 / 22-02; vyhlásil 19. 7. 2079; publ. 23.08.2081, Bul. č. 31. -Zs.

19. A.c. 940965 ZSSR, MKI3 V21SZ / 02. Nástroj na výrobu profilovaných plôch Text. / I.A. Saveliev, Yu.S. Voskresenský, A.D. Osmanis (ZSSR) .- č. 3002612; vyhlásil 06.11.80; publ. 07.07.82, Bul. č. 25. Zs.

20. Adler, Yu.P. Plánovanie experimentu pri hľadaní optimálnych podmienok Text. / Yu.P. Adler, E.V. Marková, Yu.V. Granovský M.: Nauka, 1971. - 283s.

21. Alynevsky, JI.E. Ťahové sily pri ťahaní rúr za studena Text / JI.E. Alshevsky. M .: Metalurgizdat, 1952.-124.

22. Amenzade, Yu.A. Teória elasticity Text. / Yu.A. Amenzadeh. M .: Vyššia škola, 1971.-288.

23. Argunov, V.N. Kalibrácia tvarových profilov Text / V.N. Argunov, M.Z. Jermanok. M .: hutníctvo, 1989.-206.

24. Aryšenskij, Yu.M. Získanie racionálnej anizotropie v listoch Text. / Yu.M. Aryšenskij, F.V. Grečnikov, V.Yu. Aryšenský. M .: Hutníctvo, 1987-141s.

25. Aryshensky, Yu.M. Teória a výpočty plastickej deformácie anizotropných materiálov Text / Yu.M. Aryšenskij, F.V. Grechnikov .- M .: hutníctvo, 1990.-304s.

26. Bisk, M.B. Racionálna technológia výroby nástrojov na ťahanie rúr Text. / M.B. Bisk-M .: Hutníctvo, 1968.-141 s.

27. Vdovin, S.I. Metódy výpočtu a navrhovania procesov lisovania plechov a tvarových prírezov na počítači Text. / S.I. Vdovin - M .: Strojárstvo, 1988.-160. roky.

28. Vorobiev, D.N. Kalibrácia nástroja na kreslenie textu obdĺžnikových rúr / D.N. Vorobiev D.N., V.R. Kargin, I.I. Kuznetsova // Technológia ľahkých zliatin. -1989. -№. -S.36-39.

29. Vydrin, V.N. Výroba vysoko presných tvarových profilov Text. / V.N. Vydrin a kol.-M.: Hutníctvo, 1977-184s.

30. Gromov, N. P. Teória tvárnenia kovov tlakom Text / N.P. Gromov -M .: Hutníctvo, 1967.-340. roky.

31. Gubkin, S.I. Kritika existujúcich metód výpočtu prevádzkových napätí na OMD / S.I. Gubkin // Inžinierske metódy na výpočet technologických procesov OMD. -M.: Mashgiz, 1957. S. 34-46.

32. Gulyaev, G.I. Stabilita prierezu potrubia pri redukcii Text / G.I. Gulyaev, P.N. Ivshin, V.K. Yanovich // Teória a prax redukcie potrubia. S. 103-109.

33. Gulyaev, Yu.G. Matematické modelovanie procesov OMD Text / Yu.G. Gulyaev, S.A. Čukmasov, A.B. Gubinského. Kyjev: Nauk. Dumka, 1986.240 roky.

34. Gulyaev, Yu.G. Zlepšenie presnosti a kvality rúr Text. / Yu.G. Gulyaev, M.Z. Volodarsky, O.I. Lev a ďalší - M .: Hutníctvo, 1992.-238.

35. Gun, G.Ya. Teoretický základ tvárnenie kovov tlakom Text / G.Ya. Gong. M .: Hutníctvo, 1980 .-- 456. roky.

36. Gong, G.Ya. Plastické tvarovanie kovov Text / G.Ya. Gong, P.I. Polukhin, B.A. Prudkovského. M .: Hutníctvo, 1968.-416.

37. Dančenko, V.N. Výroba tvarových rúr Text. / V.N. Danchenko,

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

39. Dnestrovský, N.Z. Kresba neželezných kovov Text / N.Z. Dnestrovský. M .: Štát. vedecké a technické vyd. lit. podľa hodiny a farby. hutníctvo, 1954 .-- 270. roky.

40. Dorokhov, A.I. Zmena obvodu pri kreslení tvarových rúr Text. / A.I. Dorokhov // Bul. vedecké a technické. informácie VNITI. Moskva: Vydavateľstvo Metallurg, 1959. - č.6-7. - S. 89-94.

41. Dorokhov, A.I. Určenie priemeru pôvodného predvalku pre bezpečné ťahanie a valcovanie pravouhlých, trojuholníkových a šesťhranných rúr Text. / A.I. Dorokhov, V.I. Shafir // Výroba rúr / VNITI. M., 1969.-číslo 21. - S. 61-63.

42. Dorokhov, A.I. Axiálne napätia pri ťahaní tvarových rúr bez tŕňa Text. / A.I. Dorokhov // Tr. UkrNITI. M.: Metallugizdat, 1959. - Číslo 1. - S.156-161.

43. Dorokhov, A.I. Perspektívy výroby za studena deformovaných tvarových rúr a základ modernej technológie ich výroby Text. / A.I. Dorokhov, V.I. Rebrin, A.P. Usenko // Rúry ekonomických typov: M .: Metalurgia, 1982. -S. 31-36.

44. Dorokhov, A.I. Racionálna kalibrácia valcov viacstolicových mlynov na výrobu pravouhlých rúr Text. / A.I. Dorokhov, P.V. Sav-kin, A.B. Kolpakovsky // Technický pokrok vo výrobe rúr. Moskva: Hutníctvo, 1965.-S. 186-195.

45. Emelianenko, P.T. Výroba valcovania a tvárnenia rúr Text. / P.T. Emelianenko, A.A. Ševčenko, S.I. Borisov. M .: Metalurgizdat, 1954.-496.

46. ​​​​Ermanok, M.Z. Extrúzia panelov z hliníkovej zliatiny. M .: Hutníctvo. - 1974,232s.

47. Ermanok, M.Z. Použitie nekorigovanej kresby pri výrobe 1" fajok Text. / M.Z. Ermanok. M .: Tsvetmetinformatsiya, 1965. - 101s.

48. Ermanok, M.Z. Rozvoj teórie kreslenia Text / M.Z. Ermanok // Neželezné kovy. -1986. č. 9.- S. 81-83.

49. Ermanok, M.Z. Racionálna, technológia výroby pravouhlých rúr z hliníka Text. / M.Z. Ermanok M.Z., V.F. Značkový. // Neželezné kovy. 1957. - č.5. - S. 85-90.

50. Zykov, Yu.S. Optimálny pomer deformácií pri kreslení pravouhlých profilov Text. / Yu.S. Zykov, A.G. Vasiliev, A.A. Kochetkov // Neželezné kovy. 1981. - č.11. -S.46-47.

51. Zykov, Yu.S. Vplyv profilu ťahacieho kanála na silu ťahania Text. / Yu.S. Zykov // Izvestiya vuzov. Metalurgia železa. 1993. -№2. - S.27-29.

52. Zykov, Yu.S. Skúmanie kombinovanej formy pozdĺžneho profilu pracovnej zóny výkresu Text. / Yu.S. Zykov // Metalurgia a koksochémia: Tlakové spracovanie kovov. - Kyjev: Technika, 1982. - Číslo 78. S. 107-115.

53. Zykov, Yu.S. Optimálne parametre kreslenia pravouhlých profilov Text. / Yu.S. Zykov // Farebné megality. 1994. - č.5. - S.47-49. ...

54. Zykov, Yu.S. Optimálne parametre procesu kreslenia obdĺžnikového profilu Text. / Yu.S. Zykov // Neželezné kovy. 1986. - č.2. - S. 71-74.

55. Zykov, Yu.S. Optimálne uhly ťahania kaleného kovu Text. / Yu.S. Zykov. // Zborník univerzít. 4M. 1990. - č.4. - S.27-29.

56. Iľjušin, A.A. Plastové. Časť prvá. Elasticko-plastické deformácie Text. / A.A. Iľjušin. -M .: MGU, 2004.-376 s.

57. Kargin, V.R. Analýza nekorozívneho ťahania tenkostenných rúr s protiťahom Text / V.R. Kargin, E.V. Šoková, B.V. Kargin // Bulletin SSAU. Samara: SSAU, 2003. - č.1. - S.82-85.

58. Kargin, V.R. Úvod do špeciálneho tvárnenia kovov

59. Text .: študijná príručka / V.R. Kargin, E.V. Šoková. Samara: SSAU, 2003 .-- 170s.

60. Kargin, V.R. Výkres závitových rúr Text. / V.R. Kargin // Neželezné kovy. -1989. #2. - S.102-105.

61. Kargin, V.R. Základy inžinierskeho experimentu Text .: študijná príručka / V.R. Kargin, V.M. Zajcev. Samara: SSAU, 2001 .-- 86s.

62. Kargin, V.R. Výpočet nástrojov na kreslenie štvorcových profilov a rúr Text. / V.R. Kargin, M.V. Fedorov, E.V. Shokova // Bulletin Vedeckého centra Samara Ruskej akadémie vied. 2001. - č.2. - T.Z. - S.23 8-240.

63. Kargin, V.R. Výpočet hrúbky steny potrubia v prípade nekorozívneho výkresu Text / V.R. Kargin, B.V. Kargin, E.V. Shokova // Výroba polotovarov v strojárstve. 2004. -№1. -S.44-46.

64. Kasatkin, N.I. Skúmanie procesu profilovania pravouhlých rúr Text. / N.I. Kasatkin, T.N. Khonina, I.V. Komková, M.P. Panova / Skúmanie procesov spracovania neželezných kovov tlakom. - M .: Hutníctvo, 1974. Vydanie. 44 .-- S. 107-111.

65. Kirichenko, A.N. Analýza účinnosti rôznych spôsobov výroby tvarových rúr s konštantnou hrúbkou steny po obvode Text / A.N. Kirichenko, A.I. Gubin, G.I. Denisová, N.K. Khudyakova // Rúry ekonomických typov. -M., 1982. -S. 31-36.

66. Kleimenov, V.F. Výber obrobku a výpočet nástroja na ťahanie pravouhlých rúr z hliníkových zliatin Text. / V.F. Klemenov, R.I. Muratov a M.I. Ehrlich // Technológia ľahkých zliatin.-1979.- č.6.- S.41-44.

67. Kolmogorov, V.L. Nástroj na kreslenie Text. / V.L. Kolmogorov, S.I. Orlov, V.Yu. Ševľakov. -M .: Hutníctvo, 1992.-144s.

68. Kolmogorov, B.JI. Napätie. Deformácie. Text zničenia. / B.JT. Kolmogorov. M .: Hutníctvo, 1970 .-- 229. roky.

69. Kolmogorov, B.JI. Technologické problémy kreslenia a lisovania Text .: študijná príručka / B.JI. Kolmogorov. - Sverdlovsk: UPI, 1976. - Vydanie 10. -81 rokov.

70. Coppenfels, V. Prax konformných zobrazení Text. / V. Koppenfels, F. Stahlmann. M .: IL, 1963 .-- 406s.

71. Koff, Z.A. Valcovanie rúr za studena Text. / ZA. Koff, P.M. Soloveichik, V.A. Aleshin a ďalší.Sverdlovsk: Metallurgizdat, 1962. - 432s.

72. Krupman, Yu.G. Aktuálny stav svetovej výroby fajok Text. / Yu.G. Krupman, J1.C. Lyakhovetsky, O.A. Semjonov. M .: Hutníctvo, 1992.-81s.

73. Levanov, A.N. Kontaktné trenie v procesoch OMD Text. L.A. N. Leva-nov, V.L. Kolmagorov, S.L. Burkin a kol., M.: Metalurgia, 1976. - 416 s.

74. Levitansky, M.D. Výpočet technických a ekonomických noriem na výrobu rúr a profilov z hliníkových zliatin na osobných počítačoch Text / M.D. Levitansky, E.B. Makovská, R.P. Nazarova // Neželezné kovy. -19,92. -№2. -S.10-11.

75. Lysov, M.N. Teória a výpočet procesov výroby dielov metódami ohýbania Text / M.N. Lysov M .: Strojárstvo, 1966 .-- 236. roky.

76. Muskhelishvili, N.I. Niektoré základné problémy matematickej teórie pružnosti Text. / N.I. Muskhelishvili. M .: Nauka, 1966.-707s.

77. Osadchy, V.Ya. Skúmanie výkonových parametrov profilovania rúr v brzdových a valčekových kalibroch Text / V.Ya. Osadchiy, S.A. Stepantsov // Oceľ. -1970. -№8.-С.732.

78. Osadchy, V.Ya. Vlastnosti deformácie pri výrobe tvarových rúr pravouhlých a variabilných častí Text. / V.Ya. Osadchiy, S.A. Stepantsov // Oceľ. 1970. - č.8. - S.712.

79. Osadchy, V.Ya. Výpočet napätí a síl pri ťahaní rúr Text./

80. V. Ya. Osadchy, A.JI. Vorontsov, S.M. Karpov // Výroba valcovaných výrobkov. 2001. - č.10.- S.8-12.

81. Osadchy, S.I. Stav napätia a deformácie počas profilovania Text. / V.Ya. Osadchiy, S.A. Gotia, S.A. Stepantsov // Izvestija vuzov. Metalurgia železa. 1984. -№9. -S.66-69.

82. Parshin, B.C. Základy systémového zlepšovania procesov a ťahaníc rúr za studena Text / B.C. Parshin. Krasnojarsk: Krasnojarské vydavateľstvo. Univerzita, 1986 .-- 192. roky.

83. Parshin, B.C. Ťahanie rúr za studena Text. / B.C. Parshin, A.A. Fotov, V.A. Aljošin. M .: Hutníctvo, 1979 .-- 240s.

84. Perlin, I.L. Teória kreslenia Text. / I.L. Perlín, M.Z. Jermanok. -M .: Hutníctvo, 1971.- 448. roky.

85. Perlín, P.I. Nádoby na ploché ingoty Text / P.I. Perlin, L.F. Tolchenov // So. tr. VNIIMetmash. ONTI VNIImetmash, 1960. - č.1. -S.136-154.

86. Perlín, P.I. Spôsob výpočtu nádob na lisovanie plochých ingotov Text / P.I. Perlin // Vestník strojárstva 1959. - №5. - S.57-58.

87. Popov, E.A. Základy teórie plechového razenia Text. / E.A. Popov. -M .: Strojárstvo, 1977,278s.

88. Potapov, I.N. Teória výroby rúr Text. / I.N. Potapov, A.P. Kolíkov, V.M. Druyan a kol., M.: Metalurgia, 1991. - 406s.

89. Ravin, A.N. Tvarovací nástroj na vytláčanie a ťahanie profilov Text. / A.N. Ravin, E.Sh. Suchodrev, L.R. Dudetskaya, V.L. Shcherbanyuk.- Minsk: Veda a technika, 1988,232s.

90. Rakhtmayer, R.D. Diferenčné metódy riešenia okrajových úloh Text / R.D. Rachtmayer. M .: Mir, 1972 .-- 418 rokov!

91. Savin G.A. Text výkresu potrubia. / G.A. Savin. M .: hutníctvo, 1993.-336.

92. Savin, G.N. Rozloženie napätí okolo otvorov Text. / G.N.

93. Savin. Kyjev: Naukova Dumka, 1968 .-- 887s.

94. Segerlind, JI. Aplikácia FEM textu / JI. Segerlind. M .: Mir, 1977 .-- 349s.

95. Smirnov-Alyaev, G.A. Osovo symetrický problém teórie prúdenia plastov pri stláčaní, rozťahovaní a ťahaní rúr Text. / G.А. Smirnov-Alyaev, G. Ya. Zbraň // Izvestija vuzov. Metalurgia železa. 1961. - č.1. - S. 87.

96. Storozhev, M.V. Teória tvárnenia kovov tlakom Text / M.V. Storozhev, E.A. Popov. M .: Strojárstvo, 1977. -432s.

97. Tymošenková, S. P. Pevnosť materiálov Text. / S.P. Timošenko - Moskva: Nauka, 1965. T. 1,2.-480s.

98. Tymošenková, S. P. Stabilita elastických systémov Text / S.P. Tymošenková. M .: GITTL, 1955 .-- 568s.

99. Trusov, P.V. Skúmanie procesu profilovania drážkovaných rúr Text / P.V. Trusov, V.Yu. Stolbov, I.A. Krone // Spracovanie kovov tlakom. -Sverdlovsk, 1981. Číslo 8. - S.69-73.

100. Hoeken, V. Príprava rúr na ťahanie, spôsoby ťahania a zariadenia používané pri ťahaní Text. / V. Hoeken // Výroba rúr. Düsseldorf, 1975. Prel. s ním. M .: Metalurgizdat, 1980 .-- 286. roky.

101. Shevakin, Yu.F. Výpočtové stroje vo výrobe rúr Text. / Yu.F. Shevakin, A.M. Rytikov. M .: Hutníctvo, 240. roky 20. storočia.

102. Shevakin, Yu.F. Kalibrácia nástroja na kreslenie textu obdĺžnikových rúr / Yu.F. Shevakin, N.I. Kasatkin // Skúmanie procesov tlakového spracovania neželezných kovov. -M .: Hutníctvo, 1971. Vydanie. č. 34. - S. 140-145.

103. Shevakin, Yu.F. Výroba rúr Text. / Yu.F. Shevakin, A.Z. Gley Berg. M .: Hutníctvo, 1968 .-- 440. roky.

104. Shevakin, Yu.F. Výroba rúr z neželezných kovov Text / Yu.F. Shevakin, A.M. Rytikov, F.S. Seidaliev M.: Metalurgizdat, 1963 .-- 355s.

105. Shevakin, Yu.F., Rytikov A.M. Zvýšenie efektívnosti výroby rúr z neželezných kovov Text / Yu.F. Shevakin, A.M. Rytikov. M .: hutníctvo, 1968.-240. roky.

106. Šoková, E.V. Kalibrácia nástroja na kreslenie textu obdĺžnikových rúr / E.V. Shokova // XIV Čítania Tupoleva: Medzinárodná vedecká konferencia mládeže, Kazaňský štát. tech. un-t. Kazaň, 2007. - Zväzok 1. - S. 102103.

107. Shurupov, A.K., Freiberg M.A. Výroba rúr z ekonomických profilov Text / A.K. Shurupov, M. A. Freiberg.-Sverdlovsk: Metallurgizdat, 1963-296.

108. Jakovlev, V.V. Kreslenie obdĺžnikových rúr zvýšená presnosť Text. / V.V. Jakovlev, B.A. Smelnitsky, V.A. Balyavin a kol.// Oceľ .-1981.-№6-С.58.

109. Jakovlev, V.V. Kontaktné napätia v prípade nekorozívneho ťahania rúr. Text. / V.V. Jakovlev, V.V. Ostryakov // Zbierka: Výroba bezšvíkových rúr. -M .: Hutníctvo, 1975. -Č.3. -S.108-112.

110. Jakovlev, V.V., Kresba pravouhlých rúr na pohyblivom tŕni Text. / V.V. Jakovlev, V.A. Šurinov, V.A. Balyavin; VNITI. Dnepropetrovsk, 1985 .-- 6s. - Odd. v Chermetinformation 13.5.1985, č.2847.

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

Upozorňujeme, že vyššie uvedené vedecké texty sú zverejnené pre informáciu a získané rozpoznávaním pôvodných textov dizertačných prác (OCR). V tejto súvislosti môžu obsahovať chyby spojené s nedokonalosťou rozpoznávacích algoritmov. V súboroch PDF dizertačných prác a abstraktov, ktoré dodávame, sa takéto chyby nevyskytujú.

Iľjašenko A.V. - docent Katedry stavebnej mechaniky
Moskovská štátna univerzita stavebného inžinierstva,
kandidát technických vied

Štúdium únosnosti stlačených elastických tenkostenných tyčí s počiatočným vychýlením a podstupujúcich lokálnu stratu stability je spojené so stanovením zmenšeného prierezu tyče. Hlavné ustanovenia prijaté na štúdium napäto-deformačného stavu v superkritickom štádiu stlačených nedokonalých tenkostenných tyčí sú uvedené v práci. Tento článok skúma nadkritické správanie tyčí, ktoré sú reprezentované ako súbor spoločne pracujúcich prvkov - dosiek s počiatočným vychýlením, napodobňujúcich činnosť políc uhlových, T a krížových profilov. Ide o takzvané policové dosky s jedným pružne upnutým okrajom a druhým voľným (pozri obrázok). V dielach takýto tanier patrí do typu II.

Zistilo sa, že medzné zaťaženie, ktoré charakterizuje únosnosť tyče, výrazne prevyšuje zaťaženie P cr (m), pri ktorom dochádza k lokálnej strate stability nedokonalého profilu. Z uvedených grafov je možné vidieť, že deformácie pozdĺžnych vlákien po obvode prierezu v superkritickom štádiu sú extrémne nerovnomerné. Vo vláknach vzdialených od rebier sa kompresné deformácie zmenšujú so zvyšujúcim sa zaťažením a pri zaťaženiach blízkych medzným v dôsledku ostrého zakrivenia týchto vlákien v dôsledku počiatočných priehybov a stále sa zväčšujúcich šípok pozdĺžnych polovičných vĺn vytvorených po lokálna strata stability, vznikajú a rýchlo rastú ťahové deformácie.

Úseky prierezu s ohnutými pozdĺžnymi vláknami uvoľňujú napätie, akoby boli vypnuté z činnosti tyče, čím sa oslabuje účinný prierez a znižuje sa jeho tuhosť. Takže nosnosť tenkostenného profilu nie je obmedzená na lokálnu stratu stability. Celkové zaťaženie, vnímané tuhšími (menej zakrivenými) úsekmi prierezu, môže výrazne presiahnuť hodnotu P cr (m).

Získame efektívnu, zmenšenú časť, s výnimkou nepracujúcich častí profilu. Na to používame výraz pre funkciu napätia Ф k (x, y), ktorý popisuje napätosť k-tej dosky typu II (pozri).

Obráťme sa na nadkritické napätia σ kх (v smere vonkajšej tlakovej sily), určené v najnepriaznivejšom reze tyče (x = 0). Napíšme ich vo všeobecnej forme:

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

kde integračné konštanty A km (m = 1,2,…, 6) a šípky zložiek získaných priehybov f kj (j = 1,2) sú určené z riešenia sústavy rovníc. Tento systém rovníc zahŕňa nelineárne variačné rovnice a okrajové podmienky popisujúce spoločnú činnosť nedokonalých profilových dosiek. Šípky f koj (j = 1,2, ..., 5) zložiek počiatočného vychýlenia k-ta platňa určené experimentálne pre každý typ profilu;
ℓ je dĺžka polvlny vytvorenej pri lokálnej strate stability;
s je šírka dosky;

pc, d = cs2 + dℓ2;

pc, d, j = cs4 + dℓ2 s2 + gℓ4;

c, d, j - kladné celé čísla.

Redukovanú alebo efektívnu šírku redukovaného prierezu dosky-police (typ II) označujeme s p. Na jej určenie si zapíšeme podmienky prechodu zo skutočného prierezu tyče na redukovaný:

1. Napätia v pozdĺžnych vláknach na počiatočnej ploche dosky (pri y = 0) susediacej s rebrom (pozri obrázok) zostávajú rovnaké ako napätia získané nelineárnou teóriou (1):

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

Na určenie napätia σ k2 = σ k max je potrebné do (1) dosadiť ordinátu najviac zaťaženého pozdĺžneho vlákna, ktorá vychádza z podmienky: ∂σ kx / ∂y = 0.

2. Súčet vnútorných síl v doske pri prechode do redukovaného úseku v smere tlakovej sily sa nemení:

3. Moment vnútorných síl vo vzťahu k osi prechádzajúcej počiatočnou fazetou (y = 0) kolmou na rovinu dosky zostáva rovnaký:

Z obrázku je zrejmé, že

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

Zapíšme si sústavu rovníc na určenie redukovanej šírky dosky s p. Za týmto účelom dosaďte (1) a (5) do (3) a (4):

kde α = πs / ℓ; F kr, ξ = f kr f koξ + f kr f kξ + f kor f kξ;
r, ξ sú kladné celé čísla.

Výsledný systém rovníc (6) a (7) umožňuje určiť redukovanú šírku sp každého z doskových políc, ktoré tvoria stlačenú tenkostennú tyč, ktorá prešla lokálnou stratou stability. Tak bol skutočný prierez profilu nahradený zmenšeným.

Navrhovaná technika sa javí ako užitočná z teoretického aj praktického hľadiska pri výpočte únosnosti stlačených vopred zakrivených tenkostenných tyčí, pri ktorých je podľa prevádzkových požiadaviek prípustná lokálna tvorba vĺn.

Bibliografický zoznam

1. Ilyashenko A.V., Efimov I.B. Napäto-deformačný stav po lokálnej strate stability stlačených tenkostenných tyčí s prihliadnutím na počiatočný priehyb // Stavebné konštrukcie a materiály. Ochrana proti korózii. - Ufa: Trudy Institute NIIpromstroy, 1981. - s. 110-119.
2. Iľjašenko A.V. K výpočtu tenkostenných profilov tvaru T, rohových a krížových s počiatočným priehybom // Pilótové základy. - Ufa: So. vedecký. tr. Nipromstroy, 1983.-- S. 110-122.
3. Ilyashenko A.V., Efimov I.B. Experimentálna štúdia tenkostenných stehov so zakrivenými doskovými prvkami // Organizácia a výroba stavebných prác. - M .: Stredisko n.-t. Informácia Ministerstva priemyslu a výstavby, 1983.

DIPLOMOVÁ PRÁCA NA TÉMU:

Výroba potrubia

1. TRIEDENIE A POŽIADAVKY NA REGULAČNÚ DOKUMENTÁCIU K POTRUBIAM

1.1 Rozsah rúr

KresTrubZavod OJSC je jedným z najväčších výrobcov rúr u nás. Jej výrobky sa úspešne predávajú doma aj v zahraničí. Výrobky vyrábané v závode spĺňajú požiadavky domácich a zahraničných noriem. Medzinárodné certifikáty kvality vydávajú také organizácie ako: American Petroleum Institute (API), nemecké certifikačné centrum TUV - Rayland.

Obchod T-3 je jedným z hlavných obchodov podniku, jeho výrobky spĺňajú normy uvedené v tabuľke. 1.1.

Tabuľka 1.1 - Normy vyrábaných rúr

Dielňa vyrába rúry z uhlíkových, legovaných a vysokolegovaných ocelí s priemerom D = 28-89 mm a hrúbkou steny S = 2,5-13 mm.

V podstate sa dielňa špecializuje na výrobu hadíc, rúr všeobecný účel a potrubia určené na následné spracovanie za studena.

Mechanické vlastnosti vyrobených rúr musia zodpovedať vlastnostiam uvedeným v tabuľke. 1.2.

1.2 Regulačné požiadavky

Výroba rúr v dielni T-3 KresTrubZavod sa vykonáva podľa rôznych regulačných dokumentov, ako sú GOST, API, DIN, NFA, ASTM a ďalšie. Zohľadnite požiadavky DIN 1629.

1.2.1 Triedenie

Táto norma platí pre bezšvíkové kruhové rúry vyrobené z nelegovaných ocelí. Chemické zloženie ocele používané na výrobu rúr sú uvedené v tabuľke 1.3.

Tabuľka 1.2 - Mechanické vlastnosti rúr

Tabuľka 1.3 - Chemické zloženie ocelí

Rúry vyrobené podľa tejto normy sa používajú predovšetkým v rôznych zariadeniach na výrobu nádrží a kladenie potrubí, ako aj vo všeobecnom strojárstve a výrobe nástrojov.

Rozmery a maximálne odchýlky rúr sú uvedené v tabuľke 1.4., tabuľke 1.5., tabuľke 1.6.

Dĺžka potrubia je určená vzdialenosťou medzi jeho koncami. Typy dĺžok rúr sú uvedené v tabuľke 1.4.

Tabuľka 1.4 - Druhy dĺžok a prípustné dĺžkové odchýlky

Tabuľka 1.5 - Tolerancie pre priemer

Tabuľka 1.6 - Prípustné odchýlky hrúbky steny

Rúry by mali byť čo najokrúhlejšie. Odchýlka kruhovitosti musí byť v rámci tolerancií pre vonkajší priemer.

Rúry musia byť na oko rovné, v prípade potreby môžu byť špecifikované špeciálne požiadavky na priamosť.

Rúry musia byť rezané kolmo na os rúry a musia byť bez otrepov.

Hodnoty pre lineárne hmotnosti (hmotnosti) sú uvedené v DIN 2448. Od týchto hodnôt sú povolené nasledujúce odchýlky:

pre samostatné potrubie + 12% - 8%,

pre dodávky s hmotnosťou minimálne 10t + 10% –5%.

Štandardné označenie pre rúry v súlade s DIN 1629 označuje:

Pomenovanie (fajka);

Hlavné číslo veľkostnej normy DIN (DIN 2448);

Hlavné rozmery potrubia (vonkajší priemer × hrúbka steny);

Hlavné číslo technických dodacích podmienok (DIN 1629);

Skrátený názov triedy ocele.

Príklad symbol rúry podľa DIN 1629 s vonkajším priemerom 33,7 mm a hrúbkou steny 3,2 mm z ocele St 37,0:

Rúrka DIN 2448-33,7 x 3,2

DIN 1629 – St 37.0.

1.2.2 Technické požiadavky

Rúry musia byť vyrobené v súlade s požiadavkami normy a podľa technologických predpisov schválených predpísaným spôsobom.

Na vonkajšej strane a vnútorný povrch potrubia a spojky by nemali byť v zajatí, mušle, západy slnka, zväzky, praskliny a piesky.

Rezanie a čistenie uvedených defektov je povolené za predpokladu, že ich hĺbka nepresahuje maximálnu mínusovú odchýlku hrúbky steny. Zváranie, tmelenie alebo tmelenie poškodených miest nie je povolené.

V miestach, kde je možné priamo merať hrúbku steny, môže hĺbka defektných miest presiahnuť špecifikovanú hodnotu za predpokladu, že sa dodrží minimálna hrúbka steny, definovaná ako rozdiel medzi menovitou hrúbkou steny rúry a jej mínusovou hranicou odchýlky.

Niektoré drobné ryhy, preliačiny, riziká, tenká vrstva okují a iné chyby spôsobené výrobnou metódou sú povolené, ak nepresahujú hrúbku steny pod mínusové odchýlky.

Mechanické vlastnosti (medza klzu, pevnosť v ťahu, predĺženie pri pretrhnutí) by mali zodpovedať hodnotám uvedeným v tabuľke 1.7.

Tabuľka 1.7 - Mechanické vlastnosti

1.2.3 Pravidlá prijímania

Rúry sa predkladajú na prijatie v dávkach.

Dávka musí pozostávať z rúr rovnakého menovitého priemeru, jednej hrúbky steny a skupiny pevnosti, rovnakého typu a jedného dizajnu a musí k nej byť priložený jeden dokument, ktorý potvrdzuje, že ich kvalita spĺňa požiadavky normy a obsahuje:

meno výrobcu;

Menovitý priemer potrubia a hrúbka steny v milimetroch, dĺžka potrubia v metroch;

Typ potrubia;

Pevnostná skupina, tepelné číslo, hmotnostný podiel síry a fosforu pre všetky ohrevy zahrnuté v dávke;

Čísla potrubí (od - do pre každé teplo);

Výsledky testu;

Štandardné označenie.

Overenie vzhľad, veľkosť chýb a geometrické rozmery a parametre sa musia podrobiť každej rúre zo série.

Hmotnostný podiel síry a fosforu sa musí kontrolovať z každého ohrevu. V prípade rúr vyrobených z kovu od iného podniku musí byť hmotnostný podiel síry a fosforu potvrdený dokumentom osvedčujúcim kvalitu podniku výrobcu kovu.

Na kontrolu mechanických vlastností kovu sa z každého tepla odoberie jedna rúrka každej veľkosti.

Ak chcete skontrolovať sploštenie, vezmite jednu rúrku z každého ohrevu.

Na každé potrubie sa musí vykonať vnútorný hydraulický tlakový test.

Keď sa dosiahnu neuspokojivé výsledky testu aspoň pre jeden z indikátorov, vykonajú sa opakované testy na dvojitej vzorke z tej istej šarže. Výsledky opakovaného testu sa vzťahujú na celú šaržu.

1.2.4 Skúšobné metódy

Kontrola vonkajšieho a vnútorného povrchu rúr a spojok sa vykonáva vizuálne.

Hĺbku defektov treba kontrolovať pilovaním alebo iným spôsobom na jednom až troch miestach.

Kontrola geometrických rozmerov a parametrov potrubí a spojok by sa mala vykonávať pomocou univerzálnych meracích prístrojov alebo špeciálnych zariadení, ktoré zabezpečujú požadovanú presnosť merania, podľa predpísaným spôsobom schválenej technickej dokumentácie.

Zakrivenie na koncových úsekoch potrubia sa určuje na základe hodnoty vychyľovacieho ramena a vypočíta sa ako podiel vychyľovacieho ramena v milimetroch a vzdialenosti od bodu merania k najbližšiemu koncu potrubia v metroch.

Rúry by sa mali kontrolovať podľa hmotnosti pomocou špeciálneho váhového zariadenia s presnosťou, ktorá spĺňa požiadavky tejto normy.

Skúška ťahom sa musí vykonať podľa DIN 50 140 na krátkych pozdĺžnych vzorkách.

Na kontrolu mechanických vlastností kovu sa z každej zvolenej rúry odreže jedna vzorka. Vzorky by sa mali odrezať pozdĺž oboch koncov rúry pomocou metódy, ktorá nemení štruktúru a mechanické vlastnosti kovu. Je dovolené narovnať konce vzorky na uchytenie pomocou svoriek testovacieho stroja.

Trvanie hydraulickej tlakovej skúšky musí byť aspoň 10 s. Pri testovaní sa v stene potrubia nezistia žiadne netesnosti.

1.2.5 Označovanie, balenie, preprava a skladovanie

Označenie potrubia by sa malo vykonávať v nasledujúcom rozsahu:

Každá rúra vo vzdialenosti 0,4 – 0,6 m od jej konca musí byť zreteľne označená nárazom alebo ryhovaním:

Číslo potrubia;

ochranná známka výrobcu;

Mesiac a rok vydania.

Miesto aplikácie označenia by malo byť zakrúžkované alebo podčiarknuté stabilnou svetlou farbou.

Výška značiek by mala byť 5-8 mm.

o mechanická metóda označovacie potrubia, je dovolené ho usporiadať v jednom rade. Na každom potrubí je povolené označiť číslo tepla.

Každá fajka musí byť označená odolnou svetlou farbou vedľa ryhovaných alebo ryhovaných značiek:

Menovitý priemer potrubia v milimetroch;

Hrúbka steny v milimetroch;

Typ vykonania;

Názov alebo ochranná známka výrobcu.

Výška značiek by mala byť 20-50 mm.

Všetky označenia musia byť umiestnené pozdĺž tvoriacej čiary potrubia. Je povolené aplikovať označovacie znaky kolmo na tvoriacu čiaru vrúbkovaním.

Pri nakládke musí jeden vozeň obsahovať rúry len jednej šarže. Rúry sa prepravujú v balíkoch pevne zviazaných minimálne na dvoch miestach. Hmotnosť balíka by nemala presiahnuť 5 ton a na žiadosť spotrebiteľa - 3 tony. Je povolené prepravovať balíky rúr rôznych šarží v jednom aute za predpokladu, že sú oddelené.

2. TECHNOLÓGIA A VYBAVENIE NA VÝROBU RÚR

2.1 Popis hlavného vybavenia dielne T-3

2.1.1 Popis a stručná technická charakteristika krokovej nístejovej pece (WB)

Kráčajúca nístejová pec dielne T-3 je určená na ohrev kruhových predvalkov s priemerom 90 ... 120 mm, dĺžkou 3 ... 10 m z uhlíkových, nízkolegovaných a nerezových ocelí pred prepichovaním na TPA -80.

Pec sa nachádza v priestoroch dielne T-3 na druhom poschodí v uličke A a B.

Projekt pece realizoval Gipromez z mesta Sverdlovsk v roku 1984. Kolaudácia prebehla v roku 1986.

Pec je pevná kovová konštrukcia obložená zvnútra žiaruvzdornými a tepelne izolačnými materiálmi. Vnútorné rozmery pece: dĺžka - 28,87 m, šírka - 10,556 m, výška - 924 a 1330 mm, prevádzkové charakteristiky pece sú uvedené v tabuľke 2.1. Pod pecou je vyrobený vo forme pevných a pohyblivých nosníkov, pomocou ktorých sa obrobky prepravujú cez pec. Nosníky sú obložené tepelnoizolačnými a žiaruvzdornými materiálmi a orámované špeciálnou sadou žiaruvzdorného odliatku. Vrchná časť nosníkov je vyrobená z mulitovo-korundovej hmoty MK-90. Strecha pece je zavesená z tvarovaných žiaruvzdorných materiálov a izolovaná tepelne izolačným materiálom. Na obsluhu pece a vedenie technologického procesu sú steny vybavené pracovnými oknami, nakladacím oknom a kovovým vykladacím oknom. Všetky okná sú vybavené žalúziami. Pec je vykurovaná zemným plynom, vykurovaným pomocou GR horákov (radiačný horák nízky tlak) nainštalovaný na trezore. Pec je rozdelená na 5 vykurovacích zón, každá s 12 horákmi. Spaľovací vzduch privádzajú dva ventilátory VM-18A-4, z ktorých jeden slúži ako záložný. Spaliny sa odvádzajú cez zberač dymu umiestnený na streche na začiatku pece. Ďalej sú spaliny odvádzané do ovzdušia cez systém komínov s kovovou vložkou a ošípaných pomocou dvoch odsávačov dymu VGDN-19. Na komíne je inštalovaný slučkový dvojcestný rúrkový 6-článkový slučkový rekuperátor (SR-250) na ohrev vzduchu privádzaného na spaľovanie. Pre úplnejšie využitie tepla odpadových plynov je systém odvodu dymu vybavený jednokomorovou tŕňovou vykurovacou pecou.

Výdaj ohriateho predvalku z pece sa uskutočňuje pomocou vnútorného vodou chladeného valčekového stola, ktorého valčeky majú žiaruvzdornú trysku.

Rúra je vybavená priemyselným televíznym systémom. Reproduktorová komunikácia je zabezpečená medzi ovládacími panelmi a prístrojovým a ovládacím panelom.

Pec je vybavená automatickými riadiacimi systémami tepelné podmienky, automatickú bezpečnosť, uzly na sledovanie parametrov práce a signalizáciu odchýlok parametrov od normy. Nasledujúce parametre podliehajú automatickej regulácii:

Teplota pece v každej zóne;

Pomer plynu a vzduchu podľa zón;

Tlak plynu pred pecou;

Tlak v pracovnom priestore pece.

Okrem automatických režimov je k dispozícii aj diaľkový režim. Automatický riadiaci systém zahŕňa:

Teplota pece podľa zóny;

Teplota naprieč šírkou rúry v každej zóne;

Teplota plynov opúšťajúcich pec;

Teplota vzduchu za rekuperátorom podľa zón;

Teplota spalín pred rekuperátorom;

Teplota dymu pred odsávačom;

Spotreba zemného plynu pre rúru;

spotreba vzduchu v rúre;

Vysávanie v prasa pred odsávačom;

Tlak plynu v spoločnom potrubí;

Tlak plynu a vzduchu v zónových kolektoroch;

Tlak v peci.

Kachle sú vybavené vypínaním zemného plynu so svetelnou a zvukovou signalizáciou pri poklese tlaku plynu a vzduchu v zónových kolektoroch.

Tabuľka 2.1 - Prevádzkové parametre pece

Spotreba zemného plynu na pec (maximálne) nm 3 / hod	5200
1 zóna	1560
2 zóna	1560
Zóna 3	1040
4 zóna	520
5 zóna	520
Tlak zemného plynu (maximum), kPa pred
rúra	10
horák	4
Spotreba vzduchu v peci (maximálne) nm 3 / hod	52000
Tlak vzduchu (maximum), kPa pred
rúra	13,5
horák	8
Tlak pod strechou, Pa	20
Teplota ohrevu kovu, ° С (maximálna)	1200...1270
Chemické zloženie splodín horenia v 4. zóne,%
CO 2	10,2
O 2	3,0
CO	0
Teplota spalín pred rekuperátorom, ° С	560
Teplota ohrevu vzduchu v rekuperátore, ° С	Až 400
Rýchlosť dodávky obrobkov, sek	23,7...48
Produktivita pece, t / hod	10,6... 80

Zvukový alarm sa spustí aj vtedy, keď:

Zvýšenie teploty v 4. a 5. zóne (t cp = 1400 ° C);

Zvýšenie teploty spalín pred rekuperátorom (t s p = 850 °C);

Zvýšenie teploty spalín pred odsávačom dymu (t cp = 400 °C);

Pokles tlaku chladiacej vody (p cf = 0,5 atm).

2.1.2 Stručné technické charakteristiky trate rezanie za tepla

Linka na strihanie obrobku za tepla je určená pre úlohu nahriatej tyče v nožniciach, strihanie obrobku na požadované dĺžky, vyberanie strihaného obrobku z nožníc.

Stručné technické charakteristiky linky na rezanie za tepla sú uvedené v tabuľke 2.2.

Súčasťou vybavenia linky strihania za tepla sú samotné nožnice (prevedenia SKMZ) na strihanie obrobku, pohyblivý doraz, transportný valčekový stôl, ochranná clona na ochranu zariadenia pred tepelným žiarením z vykladacieho okna PSHP. Nožnice sú určené na bezodpadové rezanie kovu, ale ak sa v dôsledku akýchkoľvek núdzových dôvodov vytvorí zvyškový šrot, je v jame v blízkosti nožníc inštalovaný sklz a box na jeho zber. V každom prípade musí byť práca linky na rezanie za tepla organizovaná tak, aby sa vylúčila tvorba šrotu.

Tabuľka 2.2 - Stručné technické charakteristiky linky na rezanie za tepla

Parametre rezanej tyče
Dĺžka, m	4,0…10,0
Priemer, mm	90,0…120,0
Maximálna hmotnosť, kg	880
Dĺžka obrobku, m	1,3...3.0
Teplota tyče, О С	1200
Produktivita, ks / h	300
Prepravná rýchlosť, m/s	1
Zdvih pohyblivého dorazu, mm	2000
Videoklip
Priemer hlavne, mm	250
Dĺžka hlavne, mm	210
Priemer valcovania, mm	195
Rozstup valčekov, mm	500
Spotreba vody pre vodou chladený valec, m 3 / h	1,6
Spotreba vody pre vodou chladený valec s vodou chladenými nápravovými skriňami, m 3 / h	3,2
Spotreba vody na sito, m 3 / h	1,6
Hladina hluku, dB, nič viac	85

Po zahriatí a dávkovaní tyče prechádza termostatom (na zníženie poklesu teploty po dĺžke obrobku), dosahuje pohyblivý doraz a je rozrezaná na obrobky požadovanej dĺžky. Po vykonaní rezu sa pohyblivý doraz zdvihne pomocou pneumatického valca, obrobok sa prepraví po valcovom stole. Po jeho prejdení za doraz sa spustí do pracovnej polohy a cyklus rezu sa opakuje. Na odstraňovanie vodného kameňa spod valčekov valčekového stola, nožníc na strihanie za tepla, je k dispozícii systém vodného odstraňovania okovín, na odstraňovanie odrezkov - žľab a zberný box. Po opustení valcového stola na rezanie za tepla ide predvalok na prijímací valčekový dopravník dierovacej stolice.

2.1.3 Konštrukčné a technické charakteristiky hlavného a pomocné vybaveniečasť dierovacej frézy

Prerážacia fréza je určená na prepichovanie masívneho obrobku do dutého puzdra. TPA-80 je vybavený 2-valcovým dierovacím mlynom s valcami v tvare suda alebo misky a vodiacimi tyčami. Technické špecifikácie dierovacia fréza je uvedená v tabuľke 2.3.

Pred dierovacou frézou sa nachádza vodou chladený valčekový stôl určený na príjem obrobku z horúcej reznej linky a jeho prepravu do centrovacieho stroja. Valčekový dopravník pozostáva zo 14 vodou chladených valcov s jednotlivými pohonmi.

Tabuľka 2.3 - Technické charakteristiky dierovacej frézy

Veľkosti obrobku, ktorý sa má šiť:
Priemer, mm	100…120
Dĺžka, mm	1200…3350
Veľkosť rukáva:
Vonkajší priemer, mm	98…126
Hrúbka steny, mm	14…22
Dĺžka, mm	1800…6400
Rýchlosť hlavného pohonu, ot./min	285…400
Prevodový pomer	3
Výkon motora, kW	3200
Uhol posuvu, °	0…14
Valivá sila:
Maximálna radiálna, kN	784
Maximálne axiálne, kN	245
Maximálny krútiaci moment na valci, kNm	102,9
Priemer pracovného valca, mm	800…900
Prítlačná skrutka:
Najväčší zdvih, mm	120
Rýchlosť pojazdu, mm/s	2

Centrovacie zariadenie je určené na vyrazenie stredovej drážky s priemerom 20 ... 30 mm a hĺbkou 15 ... 20 mm na konci ohrievaného obrobku a je pneumatickým valcom, v ktorom je úderník s hrotom diapozitívov.

Po vycentrovaní vstupuje ohriaty predvalok na rošt pre jeho následný presun do drážky predného stola prerážacieho mlyna.

Predný stôl dierovacej frézy je navrhnutý tak, aby prijal ohriaty obrobok valiaci sa po rošte, zarovnal os obrobku s osou dierovania a pridržiaval ho počas dierovania.

Na výstupnej strane mlyna sú inštalované valčekové centrovacie zariadenia tŕňovej tyče, ktoré tyč podopierajú a centrujú, a to ako pred prerazením, tak aj počas procesu prepichovania, kedy na ňu pôsobia vysoké osové sily a je možné jej vybočenie.

Za centrovacími zariadeniami je umiestnený stacionárny mechanizmus nastavovania ťahu s otváracou hlavicou, ktorý slúži na vnímanie osových síl pôsobiacich na tyč s tŕňom, na korekciu polohy tŕňa v deformačnej zóne a na prevlečenie objímky mimo dierovanie. mlyn.

2.1.4 Konštrukčné a technické charakteristiky hlavného a pomocného zariadenia kontinuálnej valcovacej časti

Kontinuálna fréza je určená na valcovanie hrubých rúr s priemerom 92 mm a hrúbkou steny 3 ... 8 mm. Valcovanie sa vykonáva na dlhom plávajúcom tŕni s dĺžkou 19,5 m. Stručné technické charakteristiky kontinuálnej stolice sú uvedené v tabuľke 2.4, v tabuľke 2.5. sú uvedené prevodové pomery prevodoviek.

Pri valcovaní pracuje kontinuálna stolica nasledovne: valčekový dopravník za prerážacou stolicou dopravuje objímku rýchlosťou 3 m/s na pohyblivý doraz a po zastavení je pomocou prostriedkov presunutý na rošt pred kontinuálnym mlynom. reťazového dopravníka a valí sa späť na odmeriavacie páky.

Tabuľka 2.4 - Stručné technické charakteristiky kontinuálneho mlyna

názov		Veľkosť
Vonkajší priemer drsnej rúrky, mm		91,0…94,0
Hrúbka steny hrubého potrubia, mm		3,5…8,0
Maximálna dĺžka hrubého potrubia, m		30,0
Priemer tŕňov priebežného mlyna, mm		74…83
Dĺžka tŕňa, m		19,5
Priemer vlkov, mm		400
Dĺžka valca, mm		230
Priemer hrdla rolky, mm		220
Vzdialenosť medzi osami stojanov, mm		850
Zdvih hornej prítlačnej skrutky s novými valcami, mm	Hore	8
	Až dole	15
Zdvih spodnej prítlačnej skrutky s novými valcami, mm	Hore	20
	Až dole	10
Rýchlosť zdvíhania horného valca, mm/s		0,24
Frekvencia otáčok hlavných hnacích motorov, ot./min		220…550

Ak sú na rukáve defekty, operátor ho manuálne nasmeruje do vrecka manuálnou aktiváciou prekrývacích a odpudzovacích zariadení.

Pri spustení pák dávkovača sa do žľabu zroluje vhodná objímka, stlačená upínacími pákami, a potom sa do objímky pomocou hnacích valcov vloží tŕň. Keď predný koniec tŕňa dosiahne prednú hranu objímky, svorka sa uvoľní a objímka sa zatlačí do kontinuálneho mlyna pomocou tlačných valcov. V tomto prípade je rýchlosť otáčania ťažných valcov tŕňa a objímky nastavená tak, že v čase, keď je objímka uchopená prvým stojanom priebežného mlyna, sa predný koniec tŕňa predĺži o 2,5 ... 3 m.

Po valcovaní na kontinuálnej stolici prechádza hrubá rúra s tŕňom do vyťahovača tŕňa, stručná technická charakteristika je uvedená v tabuľke 2.6. Potom je rúra transportovaná valčekovým dopravníkom do oblasti, kde je zadný koniec orezaný, a zastaví sa v sekcii, kde je orezaný zadný koniec rúry; technické vlastnosti zariadenia sekcie POSC sú uvedené v tabuľke 2.7. Po dosiahnutí dorazu je rúra vyhodená šnekovým vyhadzovačom na rošt pred vyrovnávacím valčekovým stolom. Ďalej sa rúra valí po rošte na vyrovnávací valčekový stôl, prichádza na doraz, ktorý určuje dĺžku orezania a je prenesená zakladačom z vyrovnávacieho valčekového dopravníka na mriežku pred vynášacím valčekovým dopravníkom, zatiaľ čo zadný koniec rúrky sa počas pohybu orezáva.

Odrezaný koniec rúry je prepravovaný dopravníkom šrotu do kontajnera na kovový šrot umiestnený mimo dielne.

Tabuľka 2.5 - Prevodový pomer prevodoviek kontinuálneho mlyna a výkon motora

Tabuľka 2.6 - Stručné technické charakteristiky vyťahovača tŕňa

Tabuľka 2.7 - Stručné technické charakteristiky reznej časti zadného konca rúry

2.1.5 Princíp činnosti hlavného a pomocného zariadenia úseku redukčného mlyna a chladničky

Zariadenia tejto sekcie sú určené na dopravu hrubej rúry cez indukčný ohrev, valcovanie na redukčnej stolici, chladenie a ďalšiu dopravu do sekcie pre píly na rezanie za studena.

Ohrev hrubých rúr pred redukčnou frézou je realizovaný vo vykurovacom zariadení INZ - 9000 / 2.4, pozostávajúcom zo 6 vykurovacích blokov (12 tlmiviek) umiestnených priamo pred redukčnou frézou. Rúry vstupujú do indukčnej jednotky jedna po druhej v nepretržitom prúde. Ak nie je prívod rúr z kontinuálnej stolice (keď je valcovanie zastavené), je dovolené privádzať uložené "studené" rúrky do indukčnej jednotky jedno po druhom. Dĺžka rúrok, ktoré sa majú inštalovať v inštalácii, by nemala presiahnuť 17,5 m.

Typ redukčnej stolice - 24-stolicový, 3-valcový s dvoma nosnými valcami a samostatným pohonom stolice.

Po valcovaní na redukčnej stolici rúra vstupuje buď do postrekovača a chladiaceho stola, alebo priamo na chladiaci stôl mlyna, v závislosti od požiadaviek na mechanické vlastnosti hotovej rúry.

Konštrukcia a technické vlastnosti postrekovača, ako aj parametre chladiacich potrubí v ňom sú obchodným tajomstvom spoločnosti KresTrubZavod as a nie sú uvedené v tejto práci.

Tabuľka 2.8. technické charakteristiky vykurovacieho telesa sú uvedené v tabuľke 2.9. – stručná technická charakteristika redukčnej stolice.

Tabuľka 2.8 - Stručné technické charakteristiky vykurovacej jednotky INZ-9000 / 2.4

2.1.6 Zariadenie na rezanie rúr na dĺžku

Na rezanie rúr na namerané dĺžky v dielni T-3 sa používa dávkovacia píla Wagner, model WVC 1600R, ktorej technické vlastnosti sú uvedené v tabuľke. 2.10. Používajú sa aj píly modelu KV6R - technické charakteristiky v tabuľke 2.11.

Tabuľka 2.9 - Stručná technická charakteristika redukčného mlyna

Tabuľka 2.10 - Technické vlastnosti píly WVC 1600R

Názov parametra		Veľkosť
Priemer rezaných rúr, mm		30…89
Šírka strihaných vriec, mm		200…913
Hrúbka steny rezaných rúr, mm		2,5…9,0
Dĺžka rúr po rezaní, m		8,0…11,0
Dĺžka odrezaných koncov rúrok	Predné, mm	250…2500
	Vzadu, mm
Priemer pílového kotúča, mm		1600
Počet zubov na pílovom kotúči, ks	Segmentové	456
	Karbid	220
Rezná rýchlosť, mm/min		10…150
Minimálny priemer pílového kotúča, mm		1560
Podperný posuv kotúčovej píly, mm		5…1000
Maximálna pevnosť v ťahu rúr, N / mm 2		800

2.1.7 Zariadenie na vyrovnávanie rúr

Rúry narezané na dĺžku podľa objednávky posielame na vyrovnanie. Rovnanie sa vykonáva na rovnačkách RVV320x8, určených na vyrovnávanie rúr a tyčí z uhlíkových a nízkolegovaných ocelí za studena s počiatočným zakrivením do 10 mm na 1 bežný meter. Technické vlastnosti rovnačky RVB 320x8 sú uvedené v tabuľke. 3.12.

Tabuľka 2.11 - Technické charakteristiky píly model KV6R

Názov parametra	Veľkosť
Šírka jednoradovej tašky, mm	Nie viac ako 855
Šírka otvoru upínača obrobku, mm	20 až 90
Priechod vo zvislom smere upnutia obrobku, mm	Nie viac ako 275
Zdvih podpery pílového kotúča, mm	650
Rýchlosť posuvu pílového kotúča (plynulý) mm / min	Nie viac ako 800
Rýchly spätný zdvih pílového kotúča, mm / min	Nie viac ako 6500
Rýchlosť rezania, m / min	40; 15; 20; 30; 11,5; 23
Upínacia dĺžka zväzku rúr na vstupnej strane, mm	Nie menej ako 250
Upínacia dĺžka potrubného zväzku na výstupnej strane, mm	Nie menej ako 200
Priemer pílového kotúča, mm	1320
Počet segmentov na pílový kotúč, PCS	36
Počet zubov na segment, ks	10
Priemer spracovaných rúr, mm	20 až 90

Tabuľka 2.12 - Technické vlastnosti rovnačky RVV 320x8

Názov parametra		Veľkosť
Priemer rovných rúr, mm		25...120
Hrúbka steny rovnaných rúr, mm		1,0...8,0
Dĺžka rovných rúr, m		3,0...10,0
Medza klzu kovu narovnaných rúr, kgf / mm 2	Priemer 25 ... 90 mm	Až 50
	Priemer 90 ... 120 mm	Až do 33
Rýchlosť rovnania rúr, m / s		0,6...1,0
Rozstup medzi osami valcov, mm		320
Priemer roliek v hrdle, mm		260
Počet roliek, ks	Drive	4
	nezadaní	5
Inštalačné uhly rolí, °		45 ° ... 52 ° 21 '
Najväčší zdvih horných valcov od horného okraja spodného, ​​mm		160
Pohon otáčania valca	typ motora	D-812
	Napätie, V	440
	výkon, kWt	70
	Rýchlosť otáčania, ot./min	520

2.2 Existujúca technológia výroby rúr v TPA-80 JSC "KresTrubZavod"

Predvalok vo forme tyčí prichádzajúci do dielne je uložený v internom sklade. Pred uvedením do výroby sa podrobuje náhodnej kontrole na špeciálnom stojane a v prípade potreby sa opraví. V oblasti prípravy predvalkov sú inštalované váhy na kontrolu hmotnosti kovu uvádzaného do výroby. Predvalky zo skladu sú pomocou elektrického mostového žeriavu privádzané na nakladací rošt pred pecou a nakladané do ohrievacej pece s kráčajúcim ohniskom v súlade s harmonogramom a rýchlosťou valcovania.

Dodržiavanie schémy stohovania obrobkov sa vykonáva vizuálne pomocou kovového kvetináča. Predvalok sa vkladá do pece jeden po druhom do každého cez jeden alebo niekoľko krokov vodiacich dosiek pohyblivých nosníkov, v závislosti od rýchlosti valcovania a frekvencie rezania. Pri zmene triedy ocele, taveniny a veľkosti rúr montér oddeľuje triedy ocele a ohrieva nasledovne: pri dĺžke predvalku 5600-8000 mm sa tavby oddeľujú posunutím prvých dvoch tyčí pozdĺž šírky pece; triedy ocele sú oddelené posunutím prvých štyroch tyčí pozdĺž šírky pece; s dĺžkou predvalku 9 000 - 9 800 mm sa oddelenie tried ocelí, ohrevov od seba vykonáva pri pristávaní v intervale 8 - 10 krokov, ako aj počítanie množstva obrobku zasadeného do PSHP a vydaného, ​​ktoré sú ovládané kovovým ohrievačom PSHP a rezačkou nožníc na strihanie za tepla pomocou overenia s ovládacími panelmi ... TPA-80; pri zmene veľkosti (prekládka valcovne) valcovaných rúr sa pristátie kovu v peci zastaví „5-6 krokov“ pred zastavením mlyna; pri zastavení na prekládku sa kov „ustúpi o 5-6 krokov späť“. Obrobky sa cez pec posúvajú pomocou troch pohyblivých nosníkov. V prestávkach pohybového cyklu sú pohyblivé nosníky inštalované na úrovni ohniska. Požadovaná doba ohrevu je zabezpečená meraním doby krokového cyklu. Nadmerný tlak v pracovnom priestore by mal byť od 9,8 Pa do 29,4 Pa, koeficient spotreby vzduchu  = 1,1 - 1,2.

Keď sa predvalky rôznych druhov ocele ohrievajú v peci, trvanie ohrevu je určené kovom s najdlhším pobytom v peci. Vysokokvalitný ohrev kovu je zabezpečený rovnomerným prechodom polotovarov po celej dĺžke pece. Ohriate predvalky sú dodávané na vnútorný vykladací valčekový dopravník a sú dodávané do horúcej reznej linky.

Na zníženie ochladzovania obrobkov počas prestojov je na valčekovom stole zabezpečený termostat na dopravu zohriatych obrobkov k nožniciam, ako aj možnosť vrátiť (otočením spätného chodu) neorezaný obrobok späť do pece a nájsť ho počas prestoje.

Horúce zastavenie rúry je možné počas prevádzky. Za zastavenie pece za tepla sa považuje zastavenie bez odstavenia dodávky zemného plynu. Počas horúcich zastávok sú pohyblivé trámy pece inštalované na úrovni pevných. Nakladacie a vykladacie okná sú zatvorené. Prietok vzduchu pomocou jednotky „palivo-vzduch“ sa zníži z 1,1-1,2 na 1,0: -1,1. Tlak pece na úrovni ohniska sa stáva pozitívnym. Keď sa mlyn zastaví: do 15 minút - teplota v zónach je nastavená na spodnú hranicu a kov sa „odstúpi“ o dva kroky; od 15 minút do 30 minút - teplota v zónach III, IV, V sa zníži o 20-40 0 С, v zónach I, II o 30-60 0 С od spodnej hranice; nad 30 minút - teplota vo všetkých zónach sa zníži o 50-150 0 C oproti spodnej hranici v závislosti od dĺžky nečinnosti. Obrobky "ustúpia" o 10 krokov. Pri odstávke 2 až 5 hodín je potrebné uvoľniť zóny pece IV a V od prírezov. Obrobky zo zón I a II sa vyložia do vrecka. Vykladanie kovu sa vykonáva kovovým manipulátorom s PU-1. Teplota v zónach V a IV sa zníži na 1000-I050 0 С. Pri zastávkach na viac ako 5 hodín sa celá pec zbaví kovu. Zvyšovanie teploty sa uskutočňuje postupne o 20-30 0 С, rýchlosťou zvyšovania teploty 1,5-2,5 0 С / min. S predĺžením doby ohrevu kovu v dôsledku nízkej rýchlosti valcovania sa teplota v zónach I, II, III zníži o 6 0 C, 40 0 ​​C, 20 0 C zo spodnej hranice. a teplota v zónach IV, V na dolných hraniciach. Vo všeobecnosti platí, že pri stabilnej prevádzke celej jednotky je teplota rozložená v zónach nasledovne (tabuľka 2.13).

Po zahriatí vstupuje obrobok do horúcej reznej linky obrobku. K vybaveniu linky strihania za tepla patria samotné nožnice na strihanie obrobku, pohyblivý doraz, transportný valčekový stôl, ochranná clona na ochranu zariadenia pred tepelným žiarením z vykladacieho okna kráčajúcej nístejovej pece. Po zahriatí a dávkovaní tyče prechádza termostatom, dosahuje pohyblivý doraz a je rozrezaná na obrobky požadovanej dĺžky. Po vykonaní rezu sa pohyblivý doraz zdvihne pomocou pneumatického valca, obrobok sa prepraví po valcovom stole. Po jeho prejdení za doraz sa spustí do pracovnej polohy a cyklus rezu pokračuje.

Tabuľka 2.13 - Rozdelenie teploty v peci podľa zón

Valčekovým dopravníkom za nožnicami sa meraný obrobok prenáša do centrovacieho stroja. Vycentrovaný obrobok je pomocou vyhadzovača premiestnený na rošt pred prerážacím mlynom, po ktorom je valcovaný do držiaka a po pripravenosti výstupnej strany je presunutý do žľabu, ktorý je uzavretý vekom. Pomocou posúvača, keď je doraz zdvihnutý, je obrobok nastavený do deformačnej zóny. V deformačnej zóne je obrobok prepichnutý na tŕni držanom tyčou. Tyč sa opiera o sklo prítlačnej hlavy mechanizmu nastavovania prítlaku, ktorého otvorenie neumožňuje aretáciu. Vzpieranie osových síl vznikajúcich pri valcovaní je zabránené uzavretým centrovacím zariadením, ktorého osi sú rovnobežné s osou tyče.

V pracovnej polohe sú valčeky redukované okolo tyče pneumatickým valcom cez sústavu pák. Keď sa približuje predný koniec objímky, centrovacie valčeky sa postupne oddeľujú. Po ukončení prepichovania polotovaru sú pneumatickým valcom spustené prvé valčeky, ktoré posúvajú objímku z valcov tak, aby bolo možné uchopiť tyč za zachytávacie páky, potom sa zámok a predná hlava sklopia dozadu, vyhadzovacie valce sú spustené dole a objímka sa vysokou rýchlosťou vydáva vysokou rýchlosťou za prítlačnú hlavu na valčekový stôl za dierovacím mlynom ...

Po lemovaní sa puzdro prepraví pozdĺž valčekového stola k pohyblivému dorazu. Potom sa manžeta presunie reťazovým dopravníkom na vstupnú stranu kontinuálneho mlyna. Za dopravníkom je manžeta rolovaná po šikmom rošte k dávkovaciemu zariadeniu, ktoré pridržiava manžetu pred vstupnou stranou kontinuálneho mlyna. Pod vodidlami šikmého roštu je vrecko na zachytávanie defektných rukávov. Zo šikmého roštu sa manžeta spúšťa do zberného žľabu priebežného mlyna so svorkami. V tomto čase sa pomocou jedného páru trecích valčekov vloží do objímky dlhý tŕň. Keď predný koniec tŕňa dosiahne predný koniec vložky, uvoľní sa svorka vložky, k vložke sa privedú dva páry ťažných valcov a vložka s tŕňom sa vloží do kontinuálnej frézy. V tomto prípade sa rýchlosť otáčania ťažných valcov tŕňa a ťažných valcov objímky vypočíta tak, že v momente zachytenia objímky prvou stolicou priebežného mlyna dôjde k vysunutiu tŕňa z tŕňa. rukáv je 2,5 až 3,0 m. V tomto ohľade by lineárna rýchlosť ťažných valcov tŕňov mala byť 2,25 až 2,5 násobkom lineárnej rýchlosti ťažných valcov vložky.

Valcované rúry s tŕňmi sa striedavo presúvajú do osi jedného z vyťahovačov tŕňov. Hlava tŕňa prechádza cez nosič vyťahovača a je uchopená vložkou chápadla a trubica do prstenca lunety. Pri pohybe reťaze tŕň vychádza z potrubia a vstupuje do reťazového dopravníka, ktorý ho prenáša na dvojitý valčekový dopravník, ktorý dopravuje tŕne z oboch extraktorov do chladiaceho kúpeľa.

Po odstránení tŕňa ide hrubá rúrka k pílam, aby orezali zadný voľný koniec.

Po indukčnom ohreve sú rúry privádzané do redukčného mlyna s dvadsiatimi štyrmi trojvalcovými stolicami. V redukčnej stolici sa počet pracovných stolíc určuje v závislosti od rozmerov valcovaných rúr (od 9 do 24 stolíc) a vylučujú sa stolice od 22 v smere znižovania počtu stolíc. Stánky 23 a 24 sa zúčastňujú všetkých priebežných programov.

Počas valcovania sú valce nepretržite chladené vodou. Keď sa potrubia pohybujú pozdĺž chladiaceho stola, v každom článku by nemalo byť viac ako jedno potrubie. Pri valcovaní za tepla deformovaných rúr určených na výrobu rúr pevnostnej skupiny "K" z ocele triedy 37G2S sa po redukčnej valcovni vykonáva zrýchlené riadené chladenie rúr v postrekovačoch.

Rýchlosť prechodu rúrok cez postrekovač by mala byť stabilizovaná s rýchlosťou redukčného mlyna. Kontrolu stabilizácie otáčok vykonáva obsluha v súlade s návodom na obsluhu.

Po redukcii sú rúry privádzané na regálový chladiaci stôl s kráčajúcimi nosníkmi, kde sú chladené.

Na chladiacom stole sa rúrky zhromažďujú v jednovrstvových vreciach na orezávanie a rezanie na dĺžku na studených pílach.

Hotové rúry idú na kontrolný stôl oddelenia kontroly kvality, po kontrole sú rúry zviazané do balíkov a odoslané do skladu hotových výrobkov.

2.3 Zdôvodnenie konštrukčných riešení

Pri kusovej redukcii rúr s ťahom na PPC dochádza k výraznému pozdĺžnemu rozdielu v hrúbke steny koncov rúr. Dôvodom hrúbky koncovej steny rúr je nestabilita axiálnych napätí v nestabilných režimoch deformácie pri plnení a vyprázdňovaní pracovných stojanov mlyna kovom. Koncové časti sú redukované v podmienkach výrazne nižších pozdĺžnych ťahových napätí ako hlavná (stredná) časť rúry. Nárast hrúbky steny na koncových častiach, ktorý prekračuje povolené odchýlky, si vyžaduje odrezanie významnej časti hotového potrubia

Normy koncového obloženia redukovaných rúr na TPA-80 od JSC "KresTrubZavod" sú uvedené v tabuľke. 2.14.

Tabuľka 2.14 - Normy na orezávanie koncov rúr v TPA-80 JSC "KresTrubZavod"

2.4 Zdôvodnenie konštrukčných riešení

Pri kusovej redukcii rúr s ťahom na PPC dochádza k výraznému pozdĺžnemu rozdielu v hrúbke steny koncov rúr. Dôvodom hrúbky koncovej steny rúr je nestabilita axiálnych napätí v nestabilných režimoch deformácie pri plnení a vyprázdňovaní pracovných stojanov mlyna kovom. Koncové časti sú redukované v podmienkach výrazne nižších pozdĺžnych ťahových napätí ako hlavná (stredná) časť rúry. Nárast hrúbky steny na koncových úsekoch, presahujúci prípustné odchýlky, si vyžaduje odrezanie významnej časti hotového potrubia.

Normy koncového obloženia redukovaných rúr na TPA-80 od JSC "KresTrubZavod" sú uvedené v tabuľke. 2.15.

Tabuľka 2.15 - Normy na orezávanie koncov rúr v TPA-80 JSC "KresTrubZavod"

kde PC je predný zosilnený koniec rúrky; ЗК - zadný zosilnený koniec rúrky.

Ročná strata kovu v zahustených koncoch rúr v dielni T-3 spoločnosti JSC "KresTrubZavod" je približne 3000 ton. S 25% znížením dĺžky a hmotnosti odrezaných zahustených koncov rúr bude ročný zisk asi 20 miliónov rubľov. Okrem toho dôjde k úspore nákladov na dávkové píly, elektrinu atď.

Okrem toho pri výrobe predvalkov pre ťahovne je možné znížiť pozdĺžny rozdiel v hrúbke steny rúr, ušetrený kov v dôsledku zníženia pozdĺžneho rozdielu v hrúbke steny možno použiť na ďalšie zvýšenie výroby rúry valcované za tepla a za studena opracované.

3. VÝVOJ RIADIACEHO ALGORITHMU PRE REDUKČNÝ MLYN TPA-80

3.1 Stav problému

Kontinuálne valcovne rúr sú najperspektívnejšie vysokovýkonné závody na výrobu za tepla valcovaných bezšvíkových rúr zodpovedajúceho sortimentu.

Jednotky zahŕňajú dierovacie, kontinuálne tŕne a frézy na zníženie napätia. Kontinuita technologického procesu, automatizácia všetkých dopravných operácií, veľká dĺžka valcovaných rúr zabezpečuje vysokú produktivitu, dobrá kvalita potrubia podľa povrchových a geometrických rozmerov

V posledných desaťročiach pokračuje intenzívny rozvoj výroby rúr metódou kontinuálneho valcovania: vybudované a uvedené do prevádzky (v "" Taliansku, Francúzsku, USA, Argentíne), zrekonštruované (v Japonsku) kontinuálne valcovne, dodané zariadenia pre rozvíjali sa nové obchody (v Číne) a zavádzali sa projekty na výstavbu dielní (vo Francúzsku, Kanade, USA, Japonsku, Mexiku).

Oproti blokom uvedeným do prevádzky v 60-tych rokoch majú nové fabriky značné rozdiely: vyrábajú predovšetkým rúrkový tovar pre naftový priemysel, v súvislosti s ktorým sa v predajniach konštruujú veľké časti na konečnú úpravu týchto rúr, vrátane zariadení na ich upchávanie. tepelné spracovanie, rezanie rúr, výroba spojok atď .; Rozsah veľkostí rúr sa výrazne rozšíril: maximálny priemer sa zvýšil zo 168 na 340 mm, hrúbka steny - zo 16 na 30 mm, čo bolo možné vďaka vývoju valcovania na dlhom tŕni, ktorý sa pohybuje kontrolovanou rýchlosťou. plávajúceho, na kontinuálnych mlynoch. Nové valcovne rúr používajú kontinuálne odlievané predvalky (hranaté a kruhové), čím sa zabezpečilo výrazné zlepšenie technicko-ekonomických ukazovateľov ich práce.

Na ohrev predvalkov sa stále vo veľkej miere používajú prstencové pece (TPA 48-340, Taliansko) a popri nich sa začínajú používať aj pece s kráčavou nístejou (TPA 27-127, Francúzsko, TPA 33-194, Japonsko). Vo všetkých prípadoch je vysoká produktivita modernej jednotky zabezpečená inštaláciou jednej pece s veľkou jednotkovou kapacitou (kapacita až 250 t / h). Na ohrev rúr pred redukciou (kalibráciou) sa používajú krokové pece.

Hlavnou traťou na výrobu objímok je aj naďalej dvojitá vysoká špirálová valcovacia trať, ktorej konštrukcia sa zdokonaľuje napríklad výmenou pevných pravítok za poháňané vodiace kotúče. V prípade použitia štvorcových predvalkov pred závitovkovou valcovňou v technickej linke je buď lisovacia valcovacia stolica (TPA 48-340 v Taliansku, TPA 33-194 v Japonsku), alebo fréza na kalibrovanie hrán a lis na hlboké centrovanie (TPA 60-245, Francúzsko).

Jeden z hlavných smerov ďalší vývoj metóda kontinuálneho valcovania je použitie tŕňov pohybujúcich sa kontrolovanou rýchlosťou počas valcovania namiesto plávajúcich. Pomocou špeciálneho mechanizmu, ktorý vyvíja prídržnú silu 1 600 – 3 500 kN, sa tŕňu pridelí určitá rýchlosť (0,3 – 2,0 m/s), ktorá sa udržiava buď dovtedy, kým sa rúra počas valcovania úplne neodstráni z tŕňa ( zadržaný tŕň), alebo do určitého okamihu, od ktorého sa referencia pohybuje ako plávajúci (čiastočne držaný tŕň). Každá z týchto metód môže byť použitá pri výrobe rúr s určitým priemerom. Takže pre rúry s malým priemerom je hlavnou metódou valcovanie na plávajúcom tŕni, strednom (do 200 mm) - na čiastočne zadržanom, veľkom (do 340 mm a viac) - na zadržanom.

Použitie na kontinuálnych frézach tŕňov pohybujúcich sa riadenou rýchlosťou (držané, čiastočne držané) namiesto plávajúcich poskytuje výrazné rozšírenie sortimentu, zväčšenie dĺžky rúr a zvýšenie ich presnosti. Individuálne dizajnové riešenia sú zaujímavé; napríklad použitie prerážacej frézovacej tyče ako čiastočne zadržaného tŕňa kontinuálnej frézy (TPA 27-127, Francúzsko), vonkajšie vloženie tŕňa do objímky (TPA 33-194, Japonsko).

Nové jednotky sú vybavené modernými redukčnými a kalibračnými mlynmi, najčastejšie sa používa jeden z týchto mlynov. Chladiace stoly sú určené na prijímanie rúr po redukcii bez predbežného rezania.

Pri posudzovaní súčasného všeobecného stavu automatizácie mlynov na rúry možno zaznamenať nasledujúce vlastnosti.

Prepravné operácie spojené s pohybom valcovaných výrobkov a nástrojov po celej jednotke sú plne automatizované pomocou tradičných lokálnych (väčšinou bezkontaktných) automatizačných zariadení. Na základe takýchto zariadení bolo možné zaviesť vysokovýkonné jednotky s kontinuálnym a diskrétne kontinuálnym technologickým procesom.

V skutočnosti sú technologické procesy a dokonca aj jednotlivé operácie na valcovniach rúr zjavne nedostatočne automatizované a ich úroveň automatizácie je v tejto časti výrazne nižšia ako úroveň dosiahnutá napríklad v oblasti valcov na kontinuálne plechy. Ak sa používanie riadiacich počítačov (CFM) pre valcovne plechov stalo prakticky všeobecne akceptovanou normou, potom sú príklady pre valcovne rúr v Rusku stále zriedkavé, hoci vývoj a implementácia automatizovaných systémov riadenia procesov a automatizovaných systémov riadenia procesov sa stala normou. v zahraničí. Medzičasom sa v rade potrubných závodov u nás vyskytujú najmä príklady priemyselnej implementácie jednotlivých subsystémov automatizovaného riadenia technologických procesov pomocou špecializovaných zariadení vyrobených s využitím polovodičovej logiky a prvkov výpočtovej techniky.

Uvedený stav je spôsobený najmä dvoma okolnosťami. Na jednej strane sa donedávna požiadavky na kvalitu a predovšetkým na stálosť rozmerov rúr uspokojovali pomerne jednoduchými prostriedkami (najmä racionálne návrhy mlynských zariadení). Tieto podmienky nestimulovali pokročilejší a prirodzene zložitejší vývoj, napríklad použitie relatívne drahých a nie vždy dostatočne spoľahlivých UVM. Na druhej strane, použitie špeciálnych neštandardných technických prostriedkov automatizácie sa ukázalo ako možné len pre jednoduchšie a menej efektívne úlohy, pričom si vyžadovalo značné časové a finančné investície na vývoj a výrobu, čo neprispelo k pokroku. v posudzovanej oblasti.

Zvyšujúce sa moderné požiadavky na výrobu rúr, vrátane kvality rúr, však nedokážu splniť tradičné riešenia. Navyše, ako ukazuje prax, značný podiel úsilia na splnenie týchto požiadaviek pripadá na automatizáciu a v súčasnosti je potrebné tieto režimy automaticky meniť v procese valcovania rúr.

Moderné výdobytky v oblasti riadenia elektrických pohonov a rôznych technických prostriedkov automatizácie, predovšetkým v oblasti minipočítačov a mikroprocesorovej techniky, umožňujú radikálne zlepšiť automatizáciu rúr a celkov, prekonať rôzne výrobné a ekonomické obmedzenia. .

Využitie moderných technických prostriedkov automatizácie predpokladá súčasné zvyšovanie požiadaviek na správnosť formulácie problémov a voľbu spôsobov ich riešenia a najmä na voľbu najefektívnejších spôsobov ovplyvňovania technologických procesov. riešenie tohto problému môže uľahčiť analýza existujúcich najefektívnejších technických riešení pre automatizáciu valcovní.

Štúdie zariadení na kontinuálne valcovanie rúr ako objektov automatizácie ukazujú, že vďaka automatizácii technologického procesu valcovania rúr na týchto jednotkách existujú značné rezervy na ďalšie zlepšovanie ich technických a ekonomických ukazovateľov.

Pri valcovaní v kontinuálnej stolici na dlhom plávajúcom tŕni sa vyvoláva aj koncový rozdiel pozdĺžnej steny. Hrúbka steny zadných koncov hrubých rúr je o 0,2-0,3 mm väčšia ako stred. Dĺžka zadného konca so zhrubnutou stenou sa rovná 2–3 medzibunkovým priestorom. Zhrubnutie steny je sprevádzané zväčšením priemeru v časti vzdialenej jednej medzistojanovej medzery od zadného konca rúry. V dôsledku prechodných podmienok je hrúbka steny predných koncov o 0,05-0,1 mm menšia ako v strede. Pri valcovaní s ťahom sa steny predných koncov rúr tiež zhrubnú. Pozdĺžny rozdiel v hrúbke steny hrubých rúr sa pri následnom znižovaní zachová a vedie k zväčšeniu dĺžky zadných odrezaných zosilnených koncov hotových rúr.

Pri valcovaní v redukčných preťahovacích stoliciach dochádza k zhrubnutiu steny koncov rúr v dôsledku poklesu napätí v porovnaní s ustáleným režimom, ku ktorému dochádza len pri naplnení 3-4 valcovacích stolíc. Konce rúr so stenou hrubšou nad toleranciu sa odrežú a príslušný kovový odpad určuje podstatnú časť celkového koeficientu spotreby na jednotke.

Všeobecný charakter pozdĺžneho rozdielu v hrúbke steny rúr po kontinuálnom frézovaní sa takmer úplne prenáša na hotové rúry. Potvrdzujú to výsledky valcovania rúr s rozmermi 109 x 4,07 - 60 mm pri piatich režimoch ťahu na redukčnej stolici jednotky 30-102 YuTZ. Počas experimentu sa pri každom vysokorýchlostnom režime vybralo 10 rúr, ktorých koncové časti boli rozrezané na 10 kusov s dĺžkou 250 mm a tri rúry boli odrezané od stredu, umiestnené vo vzdialenosti 10, 20 a 30 m od predného konca. Po zmeraní hrúbky steny na zariadení, dekódovaní diagramov rozdielu hrúbky steny a spriemerovaní údajov sa vytvorili grafické závislosti znázornené na obr. 54.

Uvedené zložky celkovej hrúbky steny rúr majú teda významný vplyv na technicko-ekonomické ukazovatele prevádzky kontinuálnych jednotiek, súvisia s fyzikálnymi charakteristikami procesov valcovania v kontinuálnych a redukčných valcovniach a možno ich eliminovať alebo výrazne znížiť. len vďaka špeciálnym automatickým systémom, ktoré menia nastavenie mlyna v procese.valcovanie potrubia. Prirodzený charakter týchto komponentov hrúbky steny umožňuje na základe takýchto systémov využiť princíp programového riadenia.

Známe ďalšie technické riešenia problému znižovania koncového odpadu pri redukcii pomocou automatických riadiacich systémov pre proces valcovania rúr v redukčnej stolici s jednotlivými hnacími stolicami (patenty Spolkovej republiky Nemecko č. 1602181 a Veľká Británia 1274698). V dôsledku zmeny rýchlostí valcov počas valcovania predných a zadných koncov rúr sa vytvárajú dodatočné ťahové sily, čo vedie k zníženiu rozdielu konečných pozdĺžnych hrúbok steny. Existujú informácie, že takéto systémy na programovanú korekciu otáčok hlavných pohonov redukčnej valcovne fungujú na siedmich zahraničných valcovniach rúr vrátane dvoch jednotiek s priebežnými valcovňami v Mühlheime (Nemecko). Jednotky dodal Mannesmann (Nemecko).

Druhý blok bol uvedený do prevádzky v roku 1972 a jeho súčasťou je 28-stolicová redukčná fréza s jednotlivými pohonmi, vybavená systémom korekcie rýchlosti. Zmeny otáčok pri prechode koncov rúr sa v prvých desiatich stojanoch uskutočňujú postupne, ako prídavok k hodnote prevádzkovej rýchlosti. Maximálna zmena rýchlosti prebieha na stojane č. 1, minimálna - na stojane č. 10. Ako snímače polohy koncov rúr v mlyne sa používajú fotorelé, ktoré dávajú príkazy na zmenu rýchlosti. V súlade s prijatou schémou korekcie rýchlosti sa napájanie jednotlivých pohonov prvých desiatich stojanov vykonáva podľa antiparalelnej reverznej schémy, nasledujúcich stojanov - podľa nereverznej schémy. Je potrebné poznamenať, že korekcia otáčok pohonov redukčného mlyna umožňuje zvýšiť výťažnosť jednotky o 2,5 % pri zmiešanom výrobnom programe. S nárastom stupňa zmenšenia priemeru sa tento účinok zvyšuje.

Podobné informácie sú o vybavení 28 klietkového redukčného mlyna v Španielsku systémom korekcie rýchlosti. Zmeny rýchlosti sa vykonávajú na prvých 12 stanovištiach. V tomto ohľade sa tiež poskytuje rôzne schémy napájanie pohonov.

Je potrebné poznamenať, že vybavenie redukčných tratí ako súčasti jednotiek na kontinuálne valcovanie rúr systémom korekcie rýchlosti úplne nerieši problém zníženia koncového odpadu počas redukcie. Účinnosť takýchto systémov by mala klesať s klesajúcim stupňom zmenšovania priemeru.

Systémy programového riadenia technologického procesu sú najjednoduchšie implementovateľné a poskytujú veľký ekonomický efekt. S ich pomocou je však možné zvýšiť presnosť rozmerov potrubia iba zmenšením jednej z jeho troch zložiek - pozdĺžneho rozdielu hrúbky steny. Ako ukazujú štúdie, hlavný podiel na celkovom rozsahu hrúbok stien hotových rúr (asi 50 %) pripadá na hrúbku priečnej steny. Odchýlky v priemernej hrúbke steny rúr v dávkach predstavujú asi 20 % z celkovej odchýlky.

Zmenšenie rozdielu hrúbky priečnych stien je v súčasnosti možné len zlepšením technologického postupu valcovania rúr na valcovacích tratiach, ktoré sú súčasťou jednotky. Príklady použitia automatických systémov na tieto účely nie sú známe.

Stabilizácia priemerných hrúbok steny rúr v dávkach je možná tak zlepšením technológie valcovania, konštrukcie stojanov a elektrického pohonu, ako aj pomocou systémov automatického riadenia procesu. Zníženie šírenia hrúbky steny rúr v dávke môže výrazne zvýšiť produktivitu jednotiek a znížiť spotrebu kovu v dôsledku valcovania v oblasti mínusových tolerancií.

Na rozdiel od softvérových systémov by systémy určené na stabilizáciu priemernej hrúbky steny potrubia mali obsahovať snímače na monitorovanie geometrických rozmerov potrubí.

Známe technické návrhy na vybavenie redukčných mlynov systémami na automatickú stabilizáciu hrúbky steny rúr. Štruktúra systémov nezávisí od typu jednotky, ktorá zahŕňa redukčnú frézu.

Komplex riadiacich systémov pre proces valcovania rúr v kontinuálnych a redukčných valcovniach, určený na redukciu koncového odpadu pri znižovaní a zvyšovaní presnosti rúr znižovaním pozdĺžneho rozdielu v hrúbke steny a rozptylu priemerných hrúbok stien, tvorí APCS of jednotka.

Využitie počítačov na riadenie výroby a automatizáciu procesu valcovania rúr bolo prvýkrát implementované na kontinuálnej valcovni rúr 26-114 v Mühlheime.

Jednotka je určená na valcovanie rúr s priemerom 26-114 mm, hrúbkou steny 2,6-12,5 mm. Súčasťou jednotky je prstencová pec, dva prepichovacie mlyny, 9-stolicový priebežný mlyn a 24-stolicový redukčný mlyn s individuálnym pohonom od 200 kW motorov.

Druhá jednotka kontinuálneho mlyna v Mühlheime, uvedená do prevádzky v roku 1972, je vybavená výkonnejším počítačom, ktorému sú zverené širšie funkcie. Jednotka je určená na valcovanie rúr s priemerom do 139 mm, hrúbkou steny do 20 mm a pozostáva z dierovacej stolice, 8 stolicovej priebežnej stolice a 28 stolicovej redukčnej stolice s individuálnym pohonom.

Kontinuálna valcovňa rúr vo Veľkej Británii, spustená v roku 1969, je vybavená aj počítačom, ktorý slúži na plánovanie zaťaženia valcovne a ako informačný systém priebežne monitoruje parametre valcovne a nástroja. Kontrola kvality rúr a predvalkov, ako aj presnosť nastavenia mlyna sa vykonáva vo všetkých fázach technologického procesu. Informácie z každého mlyna vstupujú do počítača na spracovanie, po ktorom sú vydané do mlyna na prevádzkovú kontrolu.

Jedným slovom sa snažia riešiť problémy automatizácie procesov valcovania v mnohých krajinách, vrátane. a náš. Pre vývoj matematického modelu pre riadenie kontinuálnych valcov je potrebné poznať vplyv daných technologických parametrov na presnosť hotových rúr, preto je potrebné zvážiť vlastnosti kontinuálneho valcovania.

Znakom zníženia pnutia rúr je vyššia kvalita produktu v dôsledku vytvorenia menšej hrúbky priečnej steny na rozdiel od valcovania bez pnutia, ako aj možnosť výroby rúr malých priemerov. Pri valcovaní kus po kuse sa však zvyšuje pozdĺžny rozdiel v hrúbke steny na koncoch rúr. Zhrubnuté konce počas znižovania napätia sú spôsobené skutočnosťou, že predné a zadné konce rúry nie sú pri prechode cez mlyn vystavené plnému napätiu.

Napätie je charakterizované veľkosťou ťahového napätia v potrubí (x). Najucelenejšou charakteristikou je koeficient plastického napätia, ktorý predstavuje pomer pozdĺžneho ťahového napätia rúry k odolnosti proti deformácii kovu v stojane.

Typicky je redukčná stolica nastavená tak, že koeficient plastického napätia v stredných stojanoch je rovnomerne rozdelený. V prvej a poslednej stojke sa napätie zvyšuje a znižuje.

Na zintenzívnenie procesu redukcie a získanie tenkostenných rúr je dôležité poznať maximálne napätie, ktoré je možné v redukčnej stolici vytvoriť. Maximálna hodnota súčiniteľa plastického napätia v mlyne (z max) je limitovaná dvoma faktormi: ťažnou schopnosťou valcov a podmienkami pretrhnutia rúry v mlyne. Výsledkom výskumu bolo zistené, že pri celkovom znížení potrubia v mlyne až o 50-55% je hodnota z max obmedzená ťažnou kapacitou valcov.

Obchod T-3 spolu s EF VNIPI "Tyazhpromelektroproekt" a podnikom "ASK" vytvorili základ systému ACS-TP na jednotke TPA-80. V súčasnosti fungujú nasledovné komponenty tohto systému: UZN-N, UZN-R, komunikačná linka ETHERNET, všetky pracovné stanice.

3.2 Výpočet rolovacieho stola

Základným princípom budovania technologického procesu v moderných zariadeniach je príjem rúr s rovnakým konštantným priemerom na kontinuálnom mlyne, čo umožňuje použitie obrobku aj objímky s konštantným priemerom. Získanie rúrok požadovaného priemeru je zabezpečené redukciou. Takýto systém práce výrazne uľahčuje a zjednodušuje nastavenie fréz, znižuje park nástrojov a hlavne umožňuje zachovať vysokú produktivitu celej jednotky aj pri valcovaní rúr minimálneho (po zmenšení) priemeru.

Valcovací stôl počítame podľa odvaľovacieho kurzu podľa metódy opísanej v čl. Vonkajší priemer potrubia po redukcii je určený rozmermi posledného páru valcov.

Dp3 = (1,010...1,015) * Do = 1,01 * 33,7 = 34 mm

kde D p je priemer hotovej rúry po redukčnej fréze.

Hrúbka steny po priebežných a redukčných frézach by sa mala rovnať hrúbke steny hotového potrubia, t.j. Sn = Sp = So = 3,2 mm.

Pretože po kontinuálnom frézovaní vychádza rúrka rovnakého priemeru, berieme D n = 94 mm. V kontinuálnych mlynoch kalibrácia valcov zaisťuje, že v posledných pároch valcov je vnútorný priemer rúrky o 1-2 mm väčší ako priemer tŕňa, takže priemer tŕňa sa bude rovnať:

H = dn- (1,.2) = Dn-2Sn-2 = 94-2 * 3,2-2 = 85,6 mm.

Akceptujeme priemer tŕňov rovný 85 mm.

Vnútorný priemer objímky by mal poskytovať voľné vloženie tŕňa a je o 5-10 mm väčší ako priemer tŕňa

dg = n+ (5..10) = 85 + 10 = 95 mm.

Akceptujeme stenu objímky:

Sg = Sn+ (11..14) = 3.2 + 11.8 = 15 mm.

Vonkajší priemer objímok je určený na základe hodnoty vnútorného priemeru a hrúbky steny:

Dg = dg + 2S g = 95 + 2 x 15 = 125 mm.

Priemer použitého obrobku D z = 120 mm.

Priemer tŕňa dierovacej stolice sa volí s prihliadnutím na množstvo valcovania, t.j. zväčšenie vnútorného priemeru objímky, ktoré tvorí od 3 % do 7 % vnútorného priemeru:

P = (0,92 ... 0,97) dg = 0,93 x 95 = 88 mm.

Koeficienty predĺženia pre dierovacie, kontinuálne a redukčné frézy sú určené vzorcami:

,

Celkový pomer roztiahnutia je:

Rolovací stôl pre rúry s rozmermi 48,3 × 4,0 mm a 60,3 × 5,0 mm sa vypočíta podobným spôsobom.

Rolovací stôl je uvedený v tabuľke. 3.1.

Tabuľka 3.1 - Rolovací stôl TPA-80

Rozmer hotových rúr, mm		Priemer obrobku, mm	Prepichovací mlyn				Priebežný mlyn				Redukčný mlyn				Celkový pomer roztiahnutia
Vonkajší priemer	hrúbka steny		Veľkosť rukáva, mm		Priemer tŕňa, mm	Pomer ťahu	Rozmery potrubia, mm		Priemer tŕňa, mm	Pomer ťahu	Veľkosť potrubia, mm		Počet stojanov	Pomer ťahu
			Priemer	hrúbka steny			Priemer	hrúbka steny			Priemer	hrúbka steny
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 Výpočet kalibrácie valcov redukčnej stolice

Kalibrácia valcov je dôležitou súčasťou výpočtu prevádzkového režimu mlyna. To do značnej miery určuje kvalitu rúr, životnosť nástroja, rozloženie zaťaženia v pracovných stojanoch a pohon.

Výpočet veľkosti kotúča zahŕňa:

a) rozdelenie čiastkových deformácií v stolici a výpočet stredných priemerov kalibrov;

b) určenie rozmerov drážok valcov.

3.3.1 Rozdelenie čiastkových deformácií

Podľa charakteru zmeny čiastkových deformácií možno stolice redukčnej stolice rozdeliť do troch skupín: čelná na začiatku stolice, v ktorej sa redukcie v priebehu valcovania intenzívne zväčšujú; dimenzovanie (na konci mlyna), v ktorom sú deformácie redukované na minimálnu hodnotu, a skupina stojanov medzi nimi (stredná), v ktorej sú čiastkové deformácie maximálne alebo im blízke.

Pri valcovaní rúr v ťahu sa hodnoty čiastkových deformácií berú na základe stavu stability profilu rúry pri hodnote plastového napätia, ktoré zabezpečuje výrobu rúry daného rozmeru.

Koeficient celkového plastového napätia možno určiť podľa vzorca:

,

kde - axiálne a tangenciálne deformácie v logaritmickej forme; T je hodnota určená v prípade trojvalcového kalibru podľa vzorca

T = ,

kde (S / D) cp je priemerný pomer hrúbky steny k priemeru počas doby deformácie rúry v mlyne; k-faktor zohľadňujúci zmenu stupňa hrúbky potrubia.

,

,

kde m je hodnota celkovej deformácie potrubia z hľadiska priemeru.

.

,

.

Hodnota kritického čiastočného zníženia pri takomto koeficiente plastického napätia môže podľa uvedeného dosiahnuť 6 % v druhom poraste, 7,5 % v treťom poraste a 10 % vo štvrtom poraste. V prvom poraste sa odporúča odber v rozmedzí 2,5–3 %. Na zabezpečenie stabilnej priľnavosti sa však veľkosť redukcie zvyčajne zníži.

V predfinišovacích a dokončovacích stojanoch mlyna sa redukcia tiež znižuje, ale aby sa znížilo zaťaženie valcov a zvýšila sa presnosť hotových rúr. V poslednom poraste ciachovacej skupiny sa berie redukcia rovná nule, v predposlednom poraste až 0,2 redukcie v poslednom poraste strednej skupiny.

V strednej skupine porastov sa praktizuje rovnomerné a nerovnomerné rozloženie čiastkových deformácií. Pri rovnomernom rozložení redukcie vo všetkých porastoch tejto skupiny sa predpokladá, že sú konštantné. Nerovnomerné rozloženie čiastkových deformácií môže mať niekoľko variantov a môže byť charakterizované nasledujúcimi zákonitosťami:

redukcia v strednej skupine sa úmerne znižuje od prvých porastov po posledný - padací režim;

v niekoľkých prvých porastoch strednej skupiny sú čiastočné deformácie redukované a zvyšok zostáva konštantný;

kompresia v strednej skupine sa najprv zvýši a potom sa zníži;

v niekoľkých prvých porastoch strednej skupiny sú čiastkové deformácie ponechané konštantné a v ostatných sú redukované.

Pri klesajúcich deformačných režimoch v strednej skupine stolíc sa rozdiely v hodnote valcovacieho výkonu a zaťaženia pohonu, spôsobené zvýšením odolnosti proti deformácii kovu pri valcovaní, v dôsledku poklesu jeho teploty a zvýšenie rýchlosti deformácie, zníženie. Predpokladá sa, že zmenšovanie redukcií ku koncu mlyna tiež zlepšuje kvalitu vonkajšieho povrchu rúr a znižuje hrúbku priečnej steny.

Pri výpočte kalibrácie valcov berieme rovnomerné rozdelenie redukcií.

Hodnoty čiastkových deformácií pozdĺž stolice sú na obr. 3.1.

Distribúcia kompresie

Na základe akceptovaných hodnôt čiastočných deformácií je možné podľa vzorca vypočítať priemerné priemery kalibrov

.

Pre prvú stolicu mlyna (i = 1) d i -1 = D 0 = 94 mm, potom

mm.

Priemerné priemery kalibrov vypočítané podľa tohto vzorca sú uvedené v dodatku 1.

3.3.2 Stanovenie rozmerov valcovacej drážky

Tvar kalibrov trojvalcových mlynov je znázornený na obr. 3.2.

Oválna drážka sa získa jej obrysom s polomerom r so stredom odsadeným od osi valcovania o veľkosť excentricity e.

Tvar kalibru

Hodnoty polomerov a excentricity kalibrov sú určené šírkou a výškou kalibrov podľa vzorcov:

Na určenie rozmerov kalibru je potrebné poznať hodnoty jeho poloosí a a b a určiť ich - hodnotu ovality kalibru

Na určenie ovality kalibru môžete použiť vzorec:

Mocninný exponent q charakterizuje možné množstvo rozšírenia v kalibri. Pri redukcii v trojvalcových stolicách sa berie q = 1,2.

Hodnoty poloosí kalibru sú určené závislosťami:

kde f je korekčný faktor, ktorý možno vypočítať pomocou približného vzorca

Vypočítajme rozmery drážky podľa vyššie uvedených vzorcov pre prvý stojan.

Pre zvyšok stojanov sa výpočet vykonáva rovnakým spôsobom.

V súčasnosti sa drážkovanie drážok valcov vykonáva po osadení valcov do pracovnej stolice. Vŕtanie sa vykonáva na špeciálnych strojoch s kruhovou frézou. Schéma vŕtania je znázornená na obr. 3.3.

Ryža. 3.3 - Schéma rozchodu

Na získanie kalibru s danými hodnotami a a b je potrebné určiť priemer frézy D f a jej posunutie vzhľadom na rovinu osí valcov (parameter X). Df a X sú určené nasledujúcimi matematicky presnými vzorcami:

Pre trojvalcové mlyny je uhol a 60° Di - ideálny priemer valca, Di = 330 mm.

Hodnoty vypočítané podľa vyššie uvedených vzorcov sú zhrnuté v tabuľke. 3.2.

Tabuľka 3.2 - Kalibrácia valcov

Číslo klietky	d, mm	m,%	a, mm	b, mm	r, mm	e, mm	Df, 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 Výpočet rýchlosti

Výpočet vysokorýchlostného pracovného režimu mlyna spočíva v určení počtu otáčok valcov a podľa nich počtu otáčok motorov.

Pri valcovaní rúr pod napätím má hodnota plastového napätia veľký vplyv na zmenu hrúbky steny. V tejto súvislosti je v prvom rade potrebné určiť súčiniteľ celkového plastového napätia na mlyne - z total, ktorý by zabezpečil potrebnú stenu. Výpočet z total je uvedený v článku 3.3.

,

kde je koeficient zohľadňujúci vplyv deformačných zón mimo kontaktu:

;

l i - dĺžka snímacieho oblúka:

;

- uhol snímania:

;

f - koeficient trenia, berieme f = 0,5; a - počet roliek v stojane, a = 3.

V prvom pracovnom stojane zz1 = 0. V nasledujúcich stojanoch môžete vziať z p i -1 = z z i.

,

;

;

.

Nahradením údajov pre prvý stojan do vyššie uvedených vzorcov dostaneme:

mm;

;

;

;

; ;

mm.

Po vykonaní podobných výpočtov pre druhý stojan sa získali nasledujúce výsledky: z p2 = 0,42, S2 = 3,251 mm, zp3 = 0,426, S3 = 3,252 mm, zp4 = 0,446, S4 = 3,258 mm. V tomto bode prestaneme počítať z p i podľa vyššie uvedenej metódy, keďže podmienka z п2> z celkove je splnená.

Z podmienky úplného sklzu určíme maximálne možné napätie z z v poslednej deformujúcej sa stolici, t.j. z z21. V tomto prípade predpokladáme, že z п21 = 0.

.

mm;

;

;

Hrúbka steny pred 21. tribúnou, t.j. S20 možno určiť podľa vzorca:

.

;

; ;

mm.

Po vykonaní podobných výpočtov pre 20. stojan sa získali tieto výsledky: zz20 = 0,357, S19 = 3,178 mm, zz19 = 0,396, S18 = 3,168 mm, zz18 = 0,416, S17 = 3,151 mm, z z17 = 0,441, S16 = 3,151 mm. V tomto bode prestaneme počítať z п i, keďže podmienka z z14> z celk je splnená.

Vypočítané hodnoty hrúbky steny pozdĺž stojanov sú uvedené v tabuľke. 2.20.

Na určenie počtu otáčok valcov je potrebné poznať valcovacie priemery valcov. Na určenie priemerov valcov môžete použiť vzorce uvedené v:

, (2)

kde D v i je priemer valca v hornej časti;

.

Ak , potom by sa mal výpočet priemeru valcovania valcov vykonať podľa rovnice (1), ak táto podmienka nie je splnená, potom je potrebné použiť (2).

Hodnota charakterizuje polohu neutrálnej čiary v prípade, keď je braná rovnobežne (v pôdoryse) s osou valenia. Z podmienky rovnováhy síl v deformačnej zóne pre takéto usporiadanie sklzových zón

,

Vzhľadom na vstupnú rýchlosť valcovania Vin = 1,0 m/s bol vypočítaný počet otáčok valcov prvej stolice.

ot./min

Revolúcie v zostávajúcich stojanoch boli zistené podľa vzorca:

.

Výsledky výpočtu rýchlostného limitu sú uvedené v tabuľke 3.3.

Tabuľka 3.3 - Výsledky výpočtu rýchlostného limitu

Číslo klietky	S, mm	Dcat, mm	n, otáčky za minútu
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

Podľa tabuľky 3.3. zostaví sa graf zmien otáčok valcov (obr. 3.4.).

Frekvencia otáčania valca

3.5 Silové parametre valcovania

Charakteristickým znakom procesu redukcie v porovnaní s inými typmi pozdĺžneho valcovania je prítomnosť značných medzistolových napätí. Prítomnosť ťahu má významný vplyv na výkonové parametre valcovania - tlak kovu na valce a momenty valcovania.

Sila kovu na valec P je geometrickým súčtom vertikálnych zložiek P in a horizontálnych Pg:

Vertikálna zložka kovovej sily na valcoch je určená vzorcom:

,

kde p je priemerný špecifický tlak kovu na valci; l je dĺžka deformačnej zóny; d je priemer kalibru; a - počet kotúčov v stojane.

Horizontálna zložka P g sa rovná rozdielu medzi silami predného a zadného napätia:

kde z p, z z - koeficienty predného a zadného plastového napätia; F p, F z - plocha prierezu predného a zadného konca potrubia; s S - odolnosť proti deformácii.

Na určenie priemerných špecifických tlakov sa odporúča použiť vzorec V.P. Anisiforova:

.

Valivý moment (celkový počet na stojan) je určený vzorcom:

.

Odolnosť proti deformácii je určená vzorcom:

,

kde T je teplota valcovania, °C; H — intenzita rýchlostí šmykovej deformácie, 1/s; e - relatívna kompresia; K 1, K 2, K 3, K 4, K 5 - empirické koeficienty, pre oceľ 10: K 1 = 0,885, K 2 = 7,79, K 3 = 0,134, K 4 = 0,164, K 5 = (- 2, osem ).

Intenzita deformácie je určená vzorcom

kde L je stupeň šmykovej deformácie:

t - čas deformácie:

Uhlová rýchlosť valca sa zistí podľa vzorca:

,

Výkon sa zistí podľa vzorca:

Tabuľka 3.4. sú uvedené výsledky výpočtu silových parametrov valcovania podľa vyššie uvedených vzorcov.

Tabuľka 3.4 - Silové parametre valcovania

Číslo klietky	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	-	-	-	-

Podľa tabuľky. 3.4 sú zostavené grafy zmien výkonových parametrov valcovania na stoliciach (obr. 3.5., 3.6., 3.7.).

Zmena stredného špecifického tlaku

Zmena sily kovu na valci

Zmena valivého momentu

3.6 Skúmanie vplyvu prechodových rýchlostných režimov redukcie na hodnotu pozdĺžneho rozdielu hrúbky steny koncových častí hotových rúr

3.6.1 Popis výpočtového algoritmu

Štúdia bola vykonaná za účelom získania údajov o vplyve prechodových rýchlostných režimov redukcie na hodnotu pozdĺžneho rozdielu hrúbky steny koncových častí hotových rúr.

Stanovenie súčiniteľa medzistojanového napätia zo známych otáčok valcov, t.j. závislosť Zn i = f (n i / n i -1) bola vykonaná podľa metódy riešenia takzvanej inverznej úlohy navrhnutej G.I. Gulyaev, aby sa získala závislosť hrúbky steny od otáčok valcov.

Podstata techniky je nasledovná.

Zavedený proces redukcie potrubia možno opísať sústavou rovníc odrážajúcich dodržanie zákona stálosti druhých objemov a rovnováhu síl v deformačnej zóne:

(3.1.)

Na druhej strane, ako viete,

Dcat i = j (Zz i, Zp i, And i),

m i = y (Zz i, Zpi, B i),

kde A i a B i sú hodnoty nezávislé od napätia, ni je počet otáčok na i-tej stolici,  i je pomer natiahnutia na i-tej stolici, Dcat i je priemer valca na i-tej stolici. stojan, Zp i, Zz i - koeficienty predného a zadného plastového napätia.

Ak vezmeme do úvahy, že Zz i = Zp i -1, systém rovníc (3.1.) možno zapísať vo všeobecnom tvare takto:

(3.2.)

Sústava rovníc (3.2.) je riešená vzhľadom na predný a zadný koeficient plastického napätia metódou postupných aproximácií.

Ak vezmeme Zs1 = 0, nastavíme hodnotu Zп1 a z prvej rovnice sústavy (3.2.) iteračnou metódou určíme Zп 2, potom z druhej rovnice - Zп 3 atď.

Keď poznáme koeficienty predného a zadného plastového napätia, určíme hrúbku steny po každom stojane podľa vzorca:

(3.3.)

kde A je koeficient určený podľa vzorca:

;

;

z i - priemerný (ekvivalentný) koeficient plastického napätia

.

3.6.2 Výsledky štúdie

Využitím výsledkov výpočtov kalibrácie nástroja (str. 3.3.) A vysokorýchlostného nastavenia frézy (rýchlosti otáčania valcov) s ustáleným procesom redukcie (str. 3.4.) V softvérovom prostredí MathCAD 2001 Professional sme vyriešili systém (3.2.) A výrazy (3.3.) Za účelom určenia zmeny hrúbky steny.

Dĺžku zosilnených koncov je možné skrátiť zvýšením koeficientu plastového napätia zmenou otáčok valcov pri valcovaní koncových častí rúry.

V súčasnosti má redukčná stolica TPA-80 vytvorený riadiaci systém pre rýchlostný režim kontinuálneho nekorozívneho valcovania. Tento systém umožňuje dynamicky upravovať rýchlosť valcov PPC stojanov pri valcovaní koncových úsekov rúr podľa daného lineárneho vzťahu. Táto regulácia rýchlosti valcov pri valcovaní koncových častí rúr sa nazýva "rýchlostný klin". Otáčky valcov pri valcovaní koncových častí potrubia sa vypočítajú podľa vzorca:

, (3.4.)

kde n i sú otáčky valcov v i-tej stolici v ustálenom stave, K i je redukčný faktor otáčok valcov v %, i je číslo stolice.

Závislosť súčiniteľa zníženia rýchlosti valcovania v danej stolici od čísla stolice je lineárna.

Kj = (obrázok 3.8.).

Závislosť redukčného faktora otáčok valcov v stolici od čísla stolice.

Počiatočné údaje na použitie tohto regulačného režimu sú:

Počet stojanov, v ktorých sa mení nastavenie rýchlosti, je obmedzený dĺžkou zosilnených koncov (3 ... 6);

Rozsah zníženia rýchlosti valcov v prvej stolici mlyna je obmedzený možnosťou elektrického pohonu (0,5 ... 15%).

V tejto práci, aby sa študoval vplyv vysokorýchlostného nastavenia PPC na koncový pozdĺžny rozdiel v hrúbke steny, sa predpokladalo, že zmena nastavenia rýchlosti pri znižovaní predných a zadných koncov rúr sa prenáša na prvých 6 tribúnach. Štúdia bola vykonaná zmenou rýchlosti otáčania valcov v prvých stolicách valcovne vo vzťahu k ustálenému procesu valcovania (zmena uhla sklonu priamky na obr. 3.8).

Výsledkom modelovania procesov plnenia PPC stojanov a výstupu rúry z valcovne rúr sme získali závislosti hrúbky steny predných a zadných koncov rúr od zmeny rýchlosti otáčania rúry. valcov v prvých stoliciach, ktoré sú znázornené na obr. 3.9. a Obrázok 3.10. pre rúry s rozmermi 33,7x3,2 mm. Najoptimálnejšia hodnota „rýchlostného klinu“ z hľadiska minimalizácie dĺžky koncovky a „trafenia“ hrúbky steny v rozsahu tolerancie normy DIN 1629 (tolerancia hrúbky steny ± 12,5 %) je K 1 = 10-12 %.

Na obr. 3.11. a obr. 3.12. ukazuje závislosti dĺžok predných a zadných zosilnených koncov hotových rúr pri použití "rýchlostného klinu" (K 1 = 10%), získaných ako výsledok simulácie prechodných procesov. Z vyššie uvedených závislostí možno vyvodiť nasledujúci záver: použitie „rýchlostného klinu“ dáva viditeľný efekt iba pri valcovaní rúr s priemerom menším ako 60 mm s hrúbkou steny menšou ako 5 mm a s väčšou priemer a hrúbka steny rúry, nedochádza k stenčovaniu steny potrebnému na dosiahnutie štandardných požiadaviek.

Na obr. 3.13., 3.14., 3.15., Závislosti dĺžok predného zosilneného konca od vonkajšieho priemeru hotových rúr sú uvedené pre hrúbky steny rovné 3,5, 4,0, 5,0 mm, pri rôznych hodnotách „ot. klin“ (valce K 1 sa rovnajú 5 %, 10 %, 15 %).

Závislosť hrúbky steny predného konca rúry na hodnote

"Rýchlostný klin" pre štandardnú veľkosť 33,7 x 3,2 mm

Závislosť hrúbky steny zadného konca rúry na hodnote „rýchlostného klinu“ pre štandardný rozmer 33,7x3,2 mm

Závislosť dĺžky predného zosilneného konca rúry na D a S (s K 1 = 10%)

Závislosť dĺžky zadného zosilneného konca rúry na D a S (s K 1 = 10%)

Závislosť dĺžky predného zosilneného konca rúry od priemeru hotovej rúry (S = 3,5 mm) pri rôznych hodnotách „rýchlostného klinu“.

Závislosť dĺžky predného zosilneného konca rúry od priemeru hotovej rúry (S = 4,0 mm) pri rôznych hodnotách „rýchlostného klinu“

Závislosť dĺžky predného zosilneného konca rúry od priemeru hotovej rúry (S = 5,0 mm) pri rôznych hodnotách „rýchlostného klinu“.

Z uvedených grafov je vidieť, že najväčší efekt z hľadiska zníženia rozdielu hrúbok koncových stien hotových rúr má dynamická regulácia rýchlosti otáčania PPC valcov v rozsahu K 1 = 10. .. 15 %. Nedostatočne intenzívna zmena „rýchlostného klinu“ (K 1 = 5 %) neumožňuje stenčovanie hrúbky steny koncových častí rúry.

Taktiež pri valcovaní rúr so stenou hrubšou ako 5 mm napätie vznikajúce pôsobením „rýchlostného klinu“ nedokáže stenčovať stenu v dôsledku nedostatočnej ťažnej schopnosti valcov. Pri valcovaní rúr s priemerom väčším ako 60 mm je pomer predĺženia v redukčnej stolici malý, preto k zhrubnutiu koncov prakticky nedochádza, preto je použitie „rýchlostného klinu“ nepraktické.

Analýza uvedených grafov ukázala, že použitie „rýchlostného klinu“ na redukčnej fréze TPA-80 spoločnosti JSC „KresTrubZavod“ umožňuje znížiť dĺžku predného zosilneného konca o 30%, zadného zosilneného konca o 25%. %.

Ako ukazujú výpočty Mochalova D.A. pre efektívnejšie využitie „rýchlostného klinu“ pre ďalšie znižovanie koncového trimu je potrebné zabezpečiť chod prvých stojanov v brzdnom režime s takmer plným využitím výkonových možností valcov pomocou použitia zložitejšia nelineárna závislosť súčiniteľa zníženia rýchlosti valcovania v danej stolici od čísla stolice. Na určenie optimálnej funkcie K i = f (i) je potrebné vytvoriť vedecky podloženú metodiku.

Vývoj takéhoto algoritmu pre optimálne riadenie rekonfigurovateľného rádiového systému môže slúžiť ako cieľ pre ďalší vývoj UZS-R do plnohodnotného APCS TPA-80. Ako ukazujú skúsenosti s používaním takýchto automatizovaných systémov riadenia procesov, regulácia počtu otáčok valcov pri valcovaní koncových častí rúr podľa spoločnosti Mannesmann (aplikačný softvérový balík CARTA) umožňuje zmenšiť veľkosť konca orezanie rúr o viac ako 50% v dôsledku systému automatické ovládanie proces redukcie potrubia, ktorý zahŕňa ako riadiace a meracie podsystémy mlyna, tak aj podsystém na výpočet optimálneho redukčného režimu a riadenie procesu v reálnom čase.

4. TECHNICKÉ A EKONOMICKÉ ZDÔVODNENIE PROJEKTU

4.1 Podstata plánovaného podujatia

V tomto projekte sa navrhuje zaviesť optimálny rýchlostný režim pre valcovanie na ťahačsko-redukčnej stolici. Vďaka tomuto opatreniu sa plánuje zníženie koeficientu spotreby kovu a vzhľadom na skrátenie dĺžky odrezaných zhrubnutých koncov hotových rúr sa predpokladá zvýšenie objemu výroby v priemere o 80 ton za mesiac.

Kapitálové investície potrebné na realizáciu tohto projektu sú 0 rubľov.

Projekt je možné financovať v rámci položky „bežné opravy“, odhady nákladov. Projekt je možné zrealizovať do jedného dňa.

4.2 Výpočet výrobných nákladov

Výpočet nákladov na 1t. produkty pri existujúcich rýchlostiach orezávania zosilnených koncov rúr sú uvedené v tabuľke. 4.1.

Odhad nákladov na projekt je uvedený v tabuľke. 4.2. Keďže výsledkom realizácie projektu nie je zvýšenie produkcie produkcie, prepočet hodnôt spotreby na prerozdelenie v odhade nákladov projektu sa nevykonáva. Ziskovosť projektu spočíva v znížení nákladov znížením odpadu zo šrotu. Obloženie sa zníži v dôsledku zníženia koeficientu spotreby kovu.

4.3 Výpočet návrhových ukazovateľov

Výpočet ukazovateľov projektu vychádza z odhadu nákladov uvedeného v tabuľke. 4.2.

Úspora nákladov za rok:

Napr. = (C0-Cp) * V pr = (12200,509-12091,127) * 110123,01 = 12045475,08r.

Zisk podľa správy:

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

Zisk za projekt:

Pr n = (P-C n) * V pr = (19600-12091,127) * 110123,01 = 826899696,5 r.

Zvýšenie zisku bude:

Pr = Pr n-Pr 0 = 826899696,5-807454730,39 = 19444966,11 r.

Ziskovosť produktov bola:

Ziskovosť produktov pre projekt:

Peňažné toky za správu a projekt sú uvedené v tabuľke 4.3. a 4.4.

Tabuľka 4.1 - Výpočet nákladov na 1 tonu valcovaného materiálu v predajni T-3 spoločnosti JSC "KresTrubZavod"

N / a	Nákladová položka	množstvo	Cena za 1 tonu	Sum
1	2	3	4	5
ja	Špecifikované v redistribúcii: 1. Blank, t/t; 2. Odpad, t / t: neštandardná výbava;
ja ja	Náklady na prerozdelenie 2. Náklady na energiu: elektrická energia, kW / h para pre výrobu, Gcal priemyselná voda, tm 3 stlačený vzduch, tm 3 cirkulujúca voda, tm 3 priemyselná dažďová voda, tm 3 3. Podporné materiály 7. Vymeniteľné vybavenie 10. Generálna oprava 11. Práca dopravných dielní 12. Ostatné náklady na workshop Celkové náklady na prerozdelenie
NS	Všeobecné náklady závodu

Tabuľka 4.2 - Návrhový výpočet nákladov na 1 tonu koľajových vozidiel

N / a	Nákladová položka	množstvo	Cena za 1 tonu	Sum
ja	Špecifikované v redistribúcii: 1. Blank, t/t; 2. Odpad, t / t: neštandardná výbava; Celková suma uvedená v prerozdelení mínus odpad a odpad
NS	Náklady na prerozdelenie 1. Procesné palivo (zemný plyn), tu 2. Náklady na energiu: elektrická energia, kW / h para pre výrobu, Gcal priemyselná voda, tm 3 stlačený vzduch, tm 3 cirkulujúca voda, tm 3 priemyselná dažďová voda, tm 3 3. Podporné materiály 4. Základná mzda výrobných pracovníkov 5. Dodatočné mzdy pre výrobných robotníkov 6. Sociálne odvody 7. Vymeniteľné vybavenie 8. Bežné opravy a údržba dlhodobého majetku 9. Odpisy dlhodobého majetku 10. Generálna oprava 11. Práca dopravných dielní 12. Ostatné náklady na workshop Celkové náklady na prerozdelenie
NS	Všeobecné náklady závodu Celkové výrobné náklady
IV	Nevýrobné náklady Celkové úplné náklady

Zlepšenie technologického procesu ovplyvní technické a ekonomické ukazovatele podniku takto: ziskovosť výroby sa zvýši o 1,45%, úspory zo zníženia nákladov budú predstavovať 12 miliónov rubľov. ročne, čo povedie k zvýšeniu zisku.

Tabuľka 4.3 - Peňažný tok pre výkaz

Peňažné toky	Roku
	1	2	3	4	5
A. Peňažný tok:
- Objem výroby, t
- Cena produktu, rub.
Celkový prítok
B. Odliv hotovosti:
-Prevádzkové náklady
-Daň z príjmu	193789135,29
Celkový odchod:	1521432951,34	1521432951,34	1521432951,34	1521432951,34	1521432951,34
Čistý peňažný tok (A-B)
Coeff. Inverzie	0,8	0,64	0,512	0,41	0,328
E = 0,25
	493902383,46	889024290,22	1205121815,64	1457999835,97	1457999835,97

Tabuľka 4.4 - Cash flow projektu

Peňažné toky	Roku
	1	2	3	4	5
A. Peňažný tok:
- Objem výroby, t
- Cena produktu, rub.
- Výťažok z predaja, rub.
Celkový prítok
B. Odliv hotovosti:
-Prevádzkové náklady
-Daň z príjmu
Celkový odchod:	1526220795,63	1526220795,63	1526220795,63	1526220795,63	1526220795,63
Čistý peňažný tok (A-B)	632190135,03	632190135,03	632190135,03
Coeff. Inverzie	0,8	0,64	0,512	0,41	0,328
E = 0,25
Diskontovaný tok (A-B) * K inv
Kumulatívny peňažný tok NPV

Finančný profil projektu je znázornený na obrázku 4.1. Podľa grafov znázornených na obr. 4.1. kumulatívna NPV projektu presahuje plánovaný ukazovateľ, čo naznačuje bezpodmienečnú ziskovosť projektu. Kumulatívna NPV vypočítaná pre realizovaný projekt bola od prvého roku kladná, keďže projekt si nevyžadoval kapitálové investície.

Finančný profil projektu

Bod zvratu sa vypočíta podľa vzorca:

Bod zvratu charakterizuje minimálny objem výroby, pri ktorom končia straty a objavuje sa prvý zisk.

Tabuľka 4.5. uvádza údaje pre výpočet variabilných a fixných nákladov.

Podľa vykazovaných údajov je súčet variabilných nákladov na jednotku výroby Z za = 11212,8 rubľov, súčet fixných nákladov na jednotku výroby je Z post = 987,7 rubľov. Súčet fixných nákladov na celý objem emisie podľa správy je 107780796,98 rubľov.

Podľa konštrukčných údajov súčet variabilných nákladov Z pruh = 11103,5 rubľov, súčet fixných nákladov Z príspevok = 987,7 rubľov. Súčet fixných nákladov na celý objem emisie podľa správy je 108768496,98 rubľov.

Tabuľka 4.5 - Podiel fixných nákladov v štruktúre plánovaných a projektových nákladov

N / a	Nákladová položka	Množstvo podľa plánu, trieť.	Suma projektu, rub.	Podiel fixných nákladov v štruktúre nákladov na prerozdelenie,%
1	2	3	4	5
1	Náklady na prerozdelenie 1. Procesné palivo (zemný plyn), tu 2. Náklady na energiu: elektrická energia, kW / h para pre výrobu, Gcal priemyselná voda, tm 3 stlačený vzduch, tm 3 cirkulujúca voda, tm 3 priemyselná dažďová voda, tm 3 3. Podporné materiály 4. Základná mzda výrobných pracovníkov 5. Dodatočné mzdy pre výrobných robotníkov 6. Sociálne odvody 7. Vymeniteľné vybavenie 8. Bežné opravy a údržba dlhodobého majetku 9. Odpisy dlhodobého majetku 10. Generálna oprava 11. Práca dopravných dielní 12. Ostatné náklady na workshop Celkové náklady na prerozdelenie
2	Všeobecné náklady závodu Celkové výrobné náklady			100
3	Nevýrobné náklady Celkové úplné náklady			100

Podľa nahlásených údajov je hranica rentability:

TBC z T.

Podľa projektu je bod zvratu:

TBC pr T.

Tabuľka 4.6. bola vykonaná kalkulácia tržieb a všetkých druhov nákladov na výrobu predaných výrobkov potrebných na určenie bodu zvratu. Grafy na výpočet bodu zvratu pre správu a pre projekt sú znázornené na obrázku 4.2. a Obrázok 4.3. resp.

Tabuľka 4.6 - Údaje na výpočet bodu zvratu

Výpočet bodu zvratu pre správu

Výpočet bodu zvratu pre projekt

Technické a ekonomické ukazovatele projektu sú uvedené v tabuľke. 4.7.

V dôsledku toho môžeme konštatovať, že opatrenie navrhované v projekte zníži jednotkové náklady na vyrobené produkty o 1,45% znížením variabilných nákladov, čo prispieva k zvýšeniu zisku o 19,5 milióna rubľov. s ročným objemom výroby 110 123,01 ton. Výsledkom realizácie projektu je rast kumulatívneho diskontovaného čistého zisku v porovnaní s plánovanou hodnotou v sledovanom období. Pozitívnym momentom je aj zníženie prahu rentability z 12,85 tisíc ton na 12,8 tisíc ton.

Tabuľka 4.7 - Technické a ekonomické ukazovatele projektu

P / p č.	Index	správa	Projekt	Odchýlka
				Absolútna	%
1	Objem výroby: v naturáliách, t v hodnotovom vyjadrení tisíc rubľov
2	Náklady na hlavné výrobné aktíva, tisíc rubľov.	6775032	6775032	0	0
3	Celkové náklady (úplné náklady): celková emisia, tisíc rubľov jednotky výroby, rub.
4	Ziskovosť produktu, %	60,65	62,1	1,45	2,33
5	Čistá súčasná hodnota, NPV	1700,136
6	Celková investícia, tisíc rubľov	0
7	Pre informáciu: bod zvratu Т.B., t, hodnotu diskontnej sadzby F, vnútorná miera návratnosti IRR maximálny odtok hotovosti K, tisíc rubľov

ZÁVER

V rámci tohto diplomového projektu bola vyvinutá technológia výroby rúr na všeobecné použitie podľa DIN 1629. Príspevok uvažuje o možnosti skrátenia dĺžky zosilnených koncov vznikajúcich pri valcovaní na redukčnej stolici zmenou nastavenia rýchlosti fréza pri valcovaní koncových úsekov rúry s využitím možností systému UZS-R. Výpočty ukázali, že skrátenie dĺžky zahustených koncov môže dosiahnuť 50 %.

Ekonomické výpočty ukázali, že použitie navrhovaných režimov rolovania zníži jednotkové náklady o 1,45 %. To pri zachovaní existujúcich objemov výroby umožní zvýšiť zisk o 20 miliónov rubľov v prvom roku.

Bibliografia

1. Anuryev V.I. "Príručka konštruktéra-strojného inžiniera" v 3 zväzkoch, zväzok 1 - M. "Strojárstvo" 1980 - 728 s.

2. Anuryev V.I. "Príručka konštruktéra-strojného inžiniera" v 3 zväzkoch, ročník 2 - M. "Strojárstvo" 1980 - 559 s.

3. Anuryev V.I. "Príručka konštruktéra-strojného inžiniera" v 3 zväzkoch, zväzok 3 - M. "Strojárstvo" 1980 - 557 s.

4. Pavlov Ya.M. "Súčiastky stroja". - Leningrad "Strojárstvo" 1968 - 450 s.

5. Vasiliev V.I. „Základy dizajnu technologické vybavenie podniky motorovej dopravy "učebnica - Kurgan 1992 - 88 s.

6. Vasiliev V.I. "Základy projektovania technologických zariadení pre podniky motorovej dopravy" - Kurgan 1992 - 32 s.

480 RUB | 150 UAH | 7,5 $, MOUSEOFF, FGCOLOR," #FFFFCC ", BGCOLOR," # 393939 ");" onMouseOut = "return nd ();"> Dizertačná práca - 480 rubľov, dodávka 10 minút 24 hodín denne, sedem dní v týždni

Kholkin Evgeny Gennadievich. Výskum lokálnej stability tenkostenných trapézových profilov pri pozdĺžnom a priečnom ohybe: dizertačná práca ... Kandidát technických vied: 01.02.06 / Kholkin Evgeniy Gennadevich; [Miesto ochrany: Ohm. štát tech. un-t] .- Omsk, 2010.- 118 s .: chor. RSL OD, 61 10-5 / 3206

Úvod

1. Prehľad stabilitných štúdií konštrukčných prvkov z lisovaných dosiek 11

1.1. Základné definície a metódy na štúdium stability mechanických systémov 12

1.1.1, Algoritmus na štúdium stability mechanických systémov statickou metódou 16

1.1.2. Statický prístup. Metódy: Euler, nedokonalý, energetický 17

1.2. Matematický model a hlavné výsledky analytických štúdií Eulerovej stability. Faktor stability 20

1.3. Metódy na štúdium stability doskových prvkov a ich štruktúr 27

1.4. Inžinierske metódy na výpočet dosiek a kompozitných doskových prvkov. Koncept redukčnej metódy 31

1.5. Numerické štúdie Eulerovej stability metódou konečných prvkov: možnosti, výhody a nevýhody 37

1.6. Prehľad experimentálnych štúdií stability dosiek a kompozitných doskových prvkov 40

1.7. Závery a ciele teoretických štúdií stability tenkostenných trapézových profilov 44

2. Vývoj matematických modelov a algoritmov na výpočet stability tenkostenných doskových prvkov trapézových profilov: 47

2.1. Pozdĺžno-priečny ohyb tenkostenných doskových prvkov trapézových profilov 47

2.1.1. Vyhlásenie problému, základné predpoklady 48

2.1.2. Matematický model v obyčajných diferenciálnych rovniciach. Okrajové podmienky, metóda imperfekcie 50

2.1.3. Algoritmus numerickej integrácie, určovanie kritického

napätie a jeho implementácia v MS Excel 52

2.1.4. Výsledky výpočtov a ich porovnanie so známymi riešeniami 57

2.2. Výpočet kritických napätí pre jeden doskový prvok

ako súčasť profilu ^ .. 59

2.2.1. Model, ktorý zohľadňuje elastickú konjugáciu prvkov profilovej dosky. Základné predpoklady a problémy numerického výskumu 61

2.2.2. Numerická štúdia tuhosti materiálu a aproximácia výsledkov 63

2.2.3. Numerické vyšetrenie polvlnovej dĺžky vzperu pri prvom kritickom zaťažení a aproximácia výsledkov 64

2.2.4. Výpočet koeficientu k (/ Zx, / 32). Aproximácia výsledkov výpočtu (A, /? 2) 66

2.3. Hodnotenie primeranosti výpočtov porovnaním s numerickými riešeniami metódou konečných prvkov a známymi analytickými riešeniami 70

2.4. Závery a ciele experimentálnej štúdie 80

3. Experimentálne štúdie lokálnej stability tenkostenných trapézových profilov 82

3.1. Popis prototypov a experimentálneho usporiadania 82

3.2. Testovacie vzorky 85

3.2.1. Postup a obsah skúšky G. 85

3.2.2. Výsledky kompresného testu 92

3.3. Závery 96

4. Zohľadnenie lokálnej stability pri výpočtoch nosných konštrukcií z tenkostenných trapézových profilov v rovine pozdĺžny - priečny ohyb 97

4.1. Výpočet kritických napätí lokálneho vybočenia doskových prvkov a medznej hrúbky tenkostenného trapézového profilu 98

4.2. Oblasť prípustného zaťaženia bez zohľadnenia miestnej straty stability 99

4.3. Redukčný faktor 101

4.4. Berúc do úvahy miestne vybočenie a zmenšenie 101

Závery 105

Bibliografický zoznam

Úvod do práce

Relevantnosť práce.

Vytvorenie ľahkých, pevných a spoľahlivých štruktúr je naliehavou úlohou. Jednou z hlavných požiadaviek v strojárstve a stavebníctve je zníženie spotreby kovu. To vedie k tomu, že konštrukčné prvky sa musia počítať podľa presnejších konštitutívnych vzťahov s prihliadnutím na nebezpečenstvo všeobecného aj lokálneho vybočenia.

Jedným zo spôsobov, ako vyriešiť problém minimalizácie hmotnosti, je použitie high-tech tenkostenných trapézových valcovaných profilov (TTP). Profily sa vyrábajú valcovaním tenkého oceľového plechu s hrúbkou 0,4 ... 1,5 mm v stacionárnych podmienkach alebo priamo na mieste montáže ako ploché alebo oblúkové prvky. Konštrukcie využívajúce nosné oblúkové krytiny z tenkostenného trapézového profilu sa vyznačujú ľahkosťou, estetickým vzhľadom, jednoduchou montážou a radom ďalších výhod oproti tradičným typom krytín.

Hlavným typom zaťaženia profilu je pozdĺžne priečne ohýbanie. Tón-

jfflF dMF" lamelové prvky

prežívanie profilu
stredná kompresia
kosti môžu stratiť miesta
nová stabilita. Miestne
strata stability

Ryža. 1. Príklad lokálneho vybočenia

Yam,

^ J

Ryža. 2. Schéma redukovaného profilu

(MPA) sa pozoruje v obmedzených oblastiach po dĺžke profilu (obr. 1) pri výrazne nižšom zaťažení ako je celkové vybočenie a namáhania porovnateľné s prípustnými. Pri MPU samostatný stlačený doskový prvok profilu úplne alebo čiastočne prestane vnímať zaťaženie, ktoré sa prerozdelí medzi ostatné doskové prvky profilovej časti. Navyše v úseku, kde došlo k MPA, napätia nemusia nevyhnutne presiahnuť prípustné hodnoty. Tento jav sa nazýva redukcia. Zníženie

spočíva v zmenšení v porovnaní so skutočnou plochou prierezu profilu pri zmenšení na idealizovanú konštrukčnú schému (obr. 2). V tejto súvislosti je naliehavou úlohou vývoj a implementácia inžinierskych metód na zohľadnenie lokálneho vybočenia doskových prvkov tenkostenného lichobežníkového profilu.

Na stabilite platní sa podieľali významní vedci: B.M. Bro-ude, F. Bleich, J. Brudka, I.G. Bubnov, V.Z. Vlasov, A.S. Volmír, A.A. Iľjušin, Miles, Melan, Ya.G. Panovko, SP. Timoshenko, Southwell, E. Stowell, Winderberg, Khvalla a ďalší. Inžinierske prístupy k analýze kritických napätí s lokálnym vybočením boli vyvinuté v prácach E.L. Ayrumyan, Burggraf, A.L. Vasiľeva, B. Ya. Volodarsky, M.K. Glouman, Caldwell, V.I. Klimanová, V.G. Krokhaleva, D.V. Martsinkevič, E.A. Pav-linová, A.K. Pertseva, F.F. Tamplona, ​​S.A. Timašev.

Vo vyššie uvedených metódach inžinierskych výpočtov pre profily so zložitým prierezom sa nebezpečenstvo MPU prakticky nezohľadňuje. V štádiu predbežného návrhu konštrukcií z tenkostenných profilov je dôležité mať jednoduchý prístroj na posúdenie únosnosti konkrétnej štandardnej veľkosti. V tejto súvislosti je potrebné vyvinúť metódy inžinierskych výpočtov, ktoré umožnia v procese navrhovania konštrukcií z tenkostenných profilov rýchlo posúdiť ich únosnosť. Overovací výpočet únosnosti konštrukcie z tenkostenného profilu je možné vykonať prepracovanými metódami s využitím existujúcich softvérových produktov a v prípade potreby korigovať. Takýto dvojstupňový systém výpočtu únosnosti konštrukcií z tenkostenných profilov je najracionálnejší. Preto je naliehavou úlohou vývoj a implementácia inžinierskych metód na výpočet únosnosti konštrukcií z tenkostenných profilov s prihliadnutím na lokálne vybočenie doskových prvkov.

Cieľ dizertačnej práce: štúdium lokálneho vybočenia doskových prvkov tenkostenných trapézových profilov pri ich pozdĺžnom priečnom ohybe a vývoj inžinierskej metódy na výpočet únosnosti s prihliadnutím na lokálnu stabilitu.

Na dosiahnutie cieľa sú stanovené nasledovné výskumných cieľov.

Rozšírenie analytických riešení pre stabilitu lisovaných pravouhlých dosiek na systém protiľahlých dosiek v profile.

Numerická štúdia matematického modelu lokálnej stability profilu a získanie adekvátnych analytických vyjadrení pre minimálne kritické napätie MPU doskového prvku.

Experimentálne vyhodnotenie miery redukcie v reze tenkostenného profilu s lokálnou stratou stability.

Vypracovanie inžinierskej metodiky na overenie a návrhový výpočet tenkostenného profilu s prihliadnutím na lokálne vybočenie.

Vedecká novinka úlohou je vyvinúť adekvátny matematický model lokálneho vybočenia pre samostatnú dosku

prvok v profile a získanie analytických závislostí pre výpočet kritických napätí.

Rozumnosť a spoľahlivosť Získané výsledky sú poskytované na základe fundamentálnych analytických riešení problému stability pravouhlých dosiek, správnej aplikácie matematického aparátu, postačujúcich pre praktické výpočty v zhode s výsledkami MKP výpočtov a experimentálnych štúdií.

Praktický význam spočíva vo vývoji inžinierskej metodiky na výpočet únosnosti profilov s prihliadnutím na miestne vybočenie. Výsledky práce sú implementované v Montazhproekt LLC vo forme systému tabuliek a grafických znázornení oblastí prípustného zaťaženia pre celý sortiment vyrábaných profilov s prihliadnutím na miestne vybočenie a slúžia na predbežný výber typu. a hrúbka materiálu profilu pre špecifické konštrukčné riešenia a typy zaťaženia.

Hlavné ustanovenia pre obranu.

Matematický model plochý ohyb a stlačenie tenkostenného profilu ako systému konjugovaných doskových prvkov a spôsob určenia na jeho základe kritických napätí MPA v zmysle Eulera.

Analytické závislosti pre výpočet kritických napätí lokálneho vybočenia pre každý doskový prvok profilu pri rovinnom pozdĺžnom priečnom ohybe.

Inžinierska metóda na overenie a návrhový výpočet tenkostenného trapézového profilu s prihliadnutím na lokálne vybočenie. Schválenie práce a publikácie.

Hlavné ustanovenia dizertačnej práce boli prezentované a prediskutované na vedeckých a technických konferenciách na rôznych úrovniach: Medzinárodný kongres „Stroje, technológie a procesy v stavebníctve“ venovaný 45. výročiu fakulty „Dopravné a technologické stroje“ (Omsk, SibADI, 6. – 7. 12. 2007); Celoruská vedecko-technická konferencia „MLADÉ RUSKO: pokročilé technológie v priemysle“ (Omsk, Om-GTU, 12. – 13. novembra 2008).

Štruktúra a rozsah prác. Práca je prezentovaná na 118 stranách textu, pozostáva z úvodu, 4 kapitol a jednej prílohy, obsahuje 48 obrázkov, 5 tabuliek. Zoznam literatúry obsahuje 124 titulov.

Matematický model a hlavné výsledky analytických štúdií Eulerovej stability. Faktor stability

Každý inžiniersky projekt sa spolieha na riešenie diferenciálne rovnice matematický model pohybu a rovnováhy mechanického systému. Nakreslenie konštrukcie, mechanizmu, stroja je sprevádzané určitými výrobnými toleranciami a neskôr - nedokonalosťami. Počas prevádzky sa môžu vyskytnúť aj nedokonalosti vo forme preliačin, medzier v dôsledku opotrebovania a iných faktorov. Nie je možné predvídať všetky varianty vonkajších vplyvov. Návrh je nútený pracovať pod vplyvom náhodných rušivých síl, ktoré nie sú zohľadnené v diferenciálnych rovniciach.

Faktory, ktoré sa v matematickom modeli nezohľadňujú – nedokonalosti, náhodné sily alebo poruchy – môžu spôsobiť vážne úpravy získaných výsledkov.

Rozlišuje sa nerušený stav systému - vypočítaný stav pri nulových poruchách a narušený stav, ktorý vzniká v dôsledku porúch.

V jednom prípade v dôsledku poruchy nedochádza k výraznej zmene rovnovážnej polohy konštrukcie, alebo sa jej pohyb len málo líši od vypočítaného. Tento stav mechanického systému sa nazýva stabilný. V iných prípadoch sa rovnovážna poloha alebo charakter pohybu od vypočítanej výrazne líši, takýto stav sa nazýva nestabilný.

Teória stability pohybu a rovnováhy mechanických systémov sa zaoberá stanovením znakov, ktoré umožňujú posúdiť, či uvažovaný pohyb alebo rovnováha bude stabilný alebo nestabilný.

Typickým znakom prechodu systému zo stabilného do nestabilného stavu je dosiahnutie hodnoty nazývanej kritickou nejakým parametrom - kritická sila, kritická rýchlosť atď.

Vznik nedokonalostí alebo vplyv nevysvetliteľných síl nevyhnutne vedie k pohybu systému. Preto by sa vo všeobecnom prípade mala skúmať stabilita pohybu mechanického systému pri poruchách. Tento prístup k štúdiu stability sa nazýva dynamický a zodpovedajúce výskumné metódy sa nazývajú dynamické.

V praxi často stačí obmedziť sa na statický prístup, t.j. statické metódy výskumu stability. V tomto prípade sa skúma konečný výsledok poruchy - nová ustálená rovnovážna poloha mechanického systému a miera jej odchýlky od vypočítanej, nenarušenej rovnovážnej polohy.

Statická formulácia úlohy predpokladá nezohľadňovať zotrvačné sily a časový parameter. Táto formulácia problému často umožňuje previesť model z rovníc matematickej fyziky na obyčajné diferenciálne rovnice. To značne zjednodušuje matematický model a uľahčuje analytické štúdium stability.

Pozitívny výsledok analýzy stability rovnováhy statickou metódou nie vždy zaručuje dynamickú stabilitu. Pre konzervatívne systémy však statický prístup pri určovaní kritických zaťažení a nových rovnovážnych stavov vedie k presne rovnakým výsledkom ako dynamický.

V konzervatívnom systéme je práca vnútorných a vonkajších síl systému, vykonávaná pri prechode z jedného stavu do druhého, určená len týmito stavmi a nezávisí od trajektórie pohybu.

Pojem „systém“ spája deformovateľnú konštrukciu a zaťaženia, ktorých správanie musí byť špecifikované. Z toho vyplývajú dve nevyhnutné a postačujúce podmienky pre konzervativnosť systému: 1) elasticita deformovateľnej štruktúry, t.j. reverzibilita deformácií; 2) konzervatívnosť záťaže, t.j. nezávislosť ňou vykonávanej práce od trajektórie. V niektorých prípadoch poskytuje statická metóda uspokojivé výsledky aj pre nekonzervatívne systémy.

Pre jasnosť vyššie uvedeného zvážime niekoľko príkladov z teoretickej mechaniky a pevnosti materiálov.

1. V priehlbine nosnej plochy je umiestnená gulička závažia Q (obr. 1.3). Pôsobením rušivej sily 5Р Q sina sa rovnovážna poloha gule nemení, t.j. je stabilný.

Pri krátkodobom pôsobení sily 5Р Q sina, bez zohľadnenia valivého trenia, je možný prechod do novej rovnovážnej polohy alebo oscilácií okolo počiatočnej rovnovážnej polohy. Keď sa vezme do úvahy trenie, oscilačný pohyb bude tlmený, to znamená stabilný. Statický prístup umožňuje určiť iba kritickú hodnotu rušivej sily, ktorá sa rovná: Ркр = Q sina. Charakter pohybu pri prekročení kritickej hodnoty rušivého pôsobenia a kritické trvanie pôsobenia možno analyzovať iba dynamickými metódami.

2. Dĺžka tyče / stlačená silou P (obr. 1.4). Z odolnosti materiálov na základe statickej metódy je známe, že pri zaťažení v elastickom rozsahu je kritická hodnota tlakovej sily.

Riešenie rovnakého problému so sledovacou silou, ktorej smer sa zhoduje so smerom dotyčnice v bode aplikácie, statickou metódou vedie k záveru o absolútnej stabilite priamočiarej formy rovnováhy.

Matematický model v obyčajných diferenciálnych rovniciach. Okrajové podmienky, metóda nedokonalostí

Inžinierske analýzy spadajú do dvoch kategórií: klasické a numerické metódy. Klasickými metódami sa pokúšajú priamo riešiť problémy rozloženia napäťových a deformačných polí, tvoriac sústavy diferenciálnych rovníc na základných princípoch. Presné riešenie, ak je možné získať rovnice v uzavretom tvare, je možné len pre najjednoduchšie prípady geometrie, zaťaženia a okrajových podmienok. Použitím približných riešení sústav diferenciálnych rovníc je možné riešiť pomerne široké spektrum klasických problémov. Tieto riešenia sú vo forme sérií, v ktorých sú členy nižšieho rádu po konvergenčnej štúdii vyradené. Rovnako ako presné riešenia, aj približné vyžadujú pravidelný geometrický tvar, jednoduché okrajové podmienky a pohodlné aplikovanie zaťaženia. Preto tieto riešenia nemožno použiť na väčšinu praktických problémov. Základnou výhodou klasických metód je, že poskytujú hlboké pochopenie skúmaného problému. Pomocou numerických metód je možné skúmať širší rozsah problémov. Numerické metódy zahŕňajú: 1) energetickú metódu; 2) metóda hraničných prvkov; 3) metóda konečných rozdielov; 4) metóda konečných prvkov.

Energetické metódy umožňujú nájsť minimálne vyjadrenie celkovej potenciálnej energie konštrukcie na celej danej ploche. Tento prístup funguje dobre len pri určitých úlohách.

Metóda hraničných prvkov aproximuje funkcie, ktoré spĺňajú riešený systém diferenciálnych rovníc, nie však okrajové podmienky. Dimenzia problému je zmenšená, pretože prvky predstavujú len hranice modelovanej oblasti. Aplikácia tejto metódy však vyžaduje znalosť fundamentálneho riešenia sústavy rovníc, ktorú môže byť ťažké získať.

Metóda konečných rozdielov transformuje systém diferenciálnych rovníc a okrajových podmienok na zodpovedajúci systém algebraických rovníc. Táto metóda umožňuje riešiť problémy analýzy konštrukcií so zložitou geometriou, okrajovými podmienkami a kombinovaným zaťažením. Metóda konečných rozdielov je však často príliš pomalá, pretože požiadavka pravidelnej mriežky na celej študijnej ploche vedie k sústavám rovníc veľmi vysokých rádov.

Metóda konečných prvkov môže byť rozšírená na takmer neobmedzenú triedu problémov vďaka tomu, že umožňuje použitie prvkov jednoduchých a rôznych tvarov na získanie oddielov. Veľkosti konečných prvkov, ktoré je možné kombinovať na získanie aproximácie akýchkoľvek nepravidelných hraníc, sa niekedy v delení líšia aj desiatky krát. Na prvky modelu je povolené aplikovať ľubovoľný typ zaťaženia, ako aj na ne uložiť akýkoľvek typ upevnenia. Hlavným problémom je zvýšenie nákladov na dosiahnutie výsledku. Za všeobecnosť riešenia treba zaplatiť stratou intuície, pretože riešenie konečných prvkov je v skutočnosti množina čísel, ktoré sa dajú použiť iba na konkrétny problém, ktorý predstavuje model konečných prvkov. Zmena akéhokoľvek významného aspektu v modeli zvyčajne vyžaduje úplné opätovné vyriešenie problému. Ide však o zanedbateľné náklady, pretože metóda konečných prvkov je často jediná. možný spôsob jeho riešenia. Metóda je použiteľná pre všetky triedy problémov rozloženia poľa, ktoré zahŕňajú štrukturálnu analýzu, prenos tepla, prúdenie tekutín a elektromagnetizmus. Nevýhody numerických metód zahŕňajú: 1) vysoké náklady na programy na analýzu konečných prvkov; 2) dlhé školenie na prácu s programom a možnosť plnohodnotnej práce len pre vysokokvalifikovaný personál; 3) pomerne často nie je možné fyzikálnym experimentom overiť správnosť výsledku riešenia získaného metódou konečných prvkov, a to aj v nelineárnych úlohách. m Prehľad experimentálnych štúdií stability dosiek a kompozitných doskových prvkov

Profily používané v súčasnosti na stavebné konštrukcie sa vyrábajú z plechu s hrúbkou 0,5 až 5 mm, a preto sa považujú za tenkostenné. Ich tváre môžu byť ploché aj zakrivené.

Hlavnou črtou prevádzky tenkostenných profilov je, že na čelných plochách s vysokou hodnotou pomeru šírky k hrúbke dochádza pri zaťažení k veľkým deformáciám vybočenia. Obzvlášť intenzívny nárast priehybov sa pozoruje, keď sa veľkosť napätí pôsobiacich na čelo blíži kritickej hodnote. Dochádza k strate lokálnej stability, priehyby sa stávajú porovnateľnými s hrúbkou hrany. V dôsledku toho je prierez profilu značne skreslený.

V literatúre o stabilite dosiek osobitné miesto zaujíma práca ruského vedca SP. Tymošenková. Pripisuje sa mu vyvinutie energetickej metódy na riešenie problémov elastickej stability. Pomocou tejto metódy SP. Timoshenko podal teoretické riešenie problémov stability dosiek zaťažených v strednej rovine pri rôznych okrajových podmienkach. Teoretické riešenia boli testované v sérii testov na voľne podoprených doskách pri rovnomernom stlačení. Testy teóriu potvrdili.

Hodnotenie primeranosti výpočtov porovnaním s numerickými riešeniami metódou konečných prvkov a známymi analytickými riešeniami

Na kontrolu spoľahlivosti získaných výsledkov sa uskutočnili numerické štúdie s použitím metódy konečných prvkov (MKP). Numerické štúdie MKP nachádzajú v poslednom čase čoraz rozšírenejšie využitie z objektívnych príčin, akými sú nedostatok testovacích problémov, nemožnosť splniť všetky podmienky pri testovaní na vzorkách. Numerické metódy umožňujú realizovať výskum za „ideálnych“ podmienok, majú minimálnu chybu, čo je prakticky nemožné realizovať v reálnych testoch. Numerické štúdie boli uskutočnené pomocou programu ANSYS.

Boli uskutočnené numerické štúdie so vzorkami: pravouhlá platňa; Prvok v tvare U a lichobežníkový profil s pozdĺžnym hrebeňom a bez hrebeňa; profilový list (obrázok 2.11). Vzorky s hrúbkou 0,7; 0,8; 0,9 a 1 mm.

Na vzorky sa na koncoch aplikovalo rovnomerné tlakové zaťaženie sgw (obrázok 2.11), po ktorom nasledovalo zvyšovanie Det krok za krokom. Zaťaženie zodpovedajúce lokálnej strate stability plochého tvaru zodpovedalo hodnote kritického tlakového napätia σcr. Potom sa pomocou vzorca (2.24) vypočítal koeficient stability & (/? I, /? G) a porovnal sa s hodnotou z tabuľky 2.

Uvažujme pravouhlú dosku s dĺžkou a = 100 mm a šírkou 6 = 50 mm, stlačenú na koncoch rovnomerným tlakovým zaťažením. V prvom prípade je doska otočná pozdĺž obrysu, v druhom prípade je pevne pripevnená pozdĺž bočných okrajov a otočná pozdĺž koncov (obrázok 2.12).

V programe ANSYS sa na čelné plochy aplikovalo rovnomerné tlakové zaťaženie, určili sa kritické zaťaženie, napätie a koeficient stability & (/?], /? 2) dosky. Pri odklopení pozdĺž obrysu doska stratila stabilitu v druhom tvare (boli pozorované dve vydutia) (obr. 2.13). Potom sa porovnali numericky a analyticky zistené koeficienty odporu voči / 32) dosky. Výsledky výpočtu sú uvedené v tabuľke 3.

Tabuľka 3 ukazuje, že rozdiel medzi výsledkami analytického a numerického riešenia bol menší ako 1 %. Preto sa dospelo k záveru, že navrhovaný algoritmus na štúdium stability je možné použiť pri výpočte kritických zaťažení pre zložitejšie konštrukcie.

Na rozšírenie navrhovanej metódy výpočtu lokálnej stability tenkostenných profilov na všeobecný prípad zaťaženia boli v programe ANSYS vykonané numerické štúdie, aby sa zistilo, ako povaha tlakového zaťaženia ovplyvňuje koeficient k (y). Výsledky výskumu sú prezentované v grafe (obr. 2.14).

Ďalším krokom pri kontrole navrhovanej metodiky výpočtu bola štúdia samostatného prvku profilu (obrázok 2.11, b, c). Má kĺbovú fixáciu pozdĺž obrysu a na koncoch je stlačený rovnomerným kompresným zaťažením USL (obr. 2.15). Vzorka bola skúmaná na stabilitu v programe ANSYS a podľa navrhnutej metódy. Potom sa získané výsledky porovnali.

Pri vytváraní modelu v programe ANSYS sa na rovnomerné rozloženie tlakového zaťaženia pozdĺž konca umiestnil tenkostenný profil medzi dve hrubé platne a na ne pôsobilo tlakové zaťaženie.

Výsledok štúdie v programe ANSYS prvku profilu v tvare U je na obrázku 2.16, z ktorého vyplýva, že v prvom rade dochádza k strate lokálnej stability pri najširšej platni.

Oblasť prípustného zaťaženia bez zohľadnenia miestnej straty stability

Pre nosné konštrukcie z high-tech tenkostenných trapézových profilov sa výpočet vykonáva podľa metód dovolených napätí. Navrhuje sa inžinierska metóda na zohľadnenie lokálneho vybočenia pri výpočte únosnosti konštrukcií z tenkostenného trapézového profilu. Táto technika je implementovaná v MS Excel, je dostupná pre široké použitie a môže slúžiť ako základ pre vhodné doplnenie predpisov z hľadiska výpočtu tenkostenných profilov. Je postavený na základe výskumu a získaných analytických závislostí pre výpočet kritických napätí lokálneho vybočenia doskových prvkov tenkostenného trapézového profilu. Úloha je rozdelená do troch častí: 1) určenie minimálnej hrúbky profilu (limitná t \ pri ktorej nie je potrebné brať do úvahy miestne vybočenie pri tomto type výpočtu; 2) určenie oblasti prípustného zaťaženia tenkostenný trapézový profil, v rámci ktorého je zabezpečená únosnosť bez lokálnej straty stability; 3) určenie rozsahu prípustných hodnôt NuM, v rámci ktorého je zabezpečená únosnosť s lokálnou stratou stability jedného alebo viacerých doskových prvkov tenkostenného trapézového profilu (s prihliadnutím na zmenšenie profilu).

V tomto prípade sa predpokladá, že závislosť ohybového momentu od pozdĺžnej sily M = f (N) pre vypočítanú konštrukciu sa získa metódami odolnosti materiálov alebo stavebnej mechaniky (obrázok 2.1). Známe sú prípustné napätia [t] a medza klzu materiálu sgt, ako aj zvyškové napätia sgstі v doskových prvkoch. Pri výpočtoch po lokálnom vybočení bola použitá metóda „redukcie“. V prípade straty stability je vylúčených 96 % šírky príslušného doskového prvku.

Výpočet kritických napätí lokálneho vybočenia doskových prvkov a medznej hrúbky tenkostenného trapézového profilu Tenkostenný trapézový profil je rozdelený na sadu doskových prvkov, ako je znázornené na obrázku 4.1. V tomto prípade uhol vzájomného usporiadania susedných prvkov neovplyvňuje hodnotu kritického napätia lokálneho

Profil H60-845 ZAKRIVÉ vzpieranie. Nahradenie zakrivených zvlnení rovnými prvkami je povolené. Stanovujú sa kritické tlakové napätia lokálneho vybočenia v zmysle Eulera pre jednotlivý i-tý doskový prvok tenkostenného trapézového profilu so šírkou bt pri hrúbke t, modul pružnosti materiálu E a Poissonov koeficient ju v pružnom štádiu zaťaženia. podľa vzorca

Koeficienty k (px, P2) a k (v) zohľadňujú v tomto poradí vplyv tuhosti susedných doskových prvkov a charakter rozloženia tlakových napätí po šírke doskového prvku. Hodnota koeficientov: k (px, P2) sa určí podľa tabuľky 2, prípadne sa vypočíta podľa vzorca

Normálne napätia v doskovom prvku sú určené v centrálnych osiach podľa známeho vzorca pre odolnosť materiálov. Oblasť dovoleného zaťaženia bez zohľadnenia lokálneho vybočenia (obr. 4.2) je určená výrazom a je to štvoruholník, kde J je moment zotrvačnosti úseku periódy profilu pri ohýbaní, F je plocha úseku periódy profilu, ymax a Utin sú súradnice krajných bodov rezu profilu (obr. 4.1).

Tu sa plocha prierezu profilu F a moment zotrvačnosti prierezu J vypočítajú pre periodický prvok dĺžky L a pozdĺžna sila iV a ohybový moment Mb profilu sa vzťahujú na L.

Únosnosť je daná, keď krivka skutočného zaťaženia M = f (N) spadá do rozsahu prípustných zaťažení mínus oblasť miestneho vybočenia (obrázok 4.3). Obr. 4.2. Oblasť prípustného zaťaženia bez zohľadnenia miestneho vybočenia

Strata lokálnej stability jedného z regálov vedie k jeho čiastočnému vylúčeniu z vnímania záťaže – zníženiu. Stupeň redukcie je zohľadnený redukčným faktorom

Únosnosť je zabezpečená vtedy, keď krivka skutočného zaťaženia spadá do rozsahu prípustných zaťažení mínus rozsah miestnych deformačných zaťažení. Pri menších hrúbkach línia lokálneho vybočenia zmenšuje oblasť prípustného zaťaženia. Lokálne vybočenie nie je možné, ak sa krivka skutočného zaťaženia nachádza v zmenšenej oblasti. Keď krivka skutočných zaťažení prekročí čiaru minimálnej hodnoty kritického napätia lokálneho vybočenia, je potrebné prestavať oblasť prípustných zaťažení, berúc do úvahy zmenšenie profilu, ktoré je určené výrazom