Pe secțiunea redusă a profilelor în formă de T, unghiulară și în cruce cu pereți subțiri după pierderea locală a stabilității. Dezvoltarea metodelor de calcul al ratei de deformare a modurilor de reducere la cald cu tensiunea conductelor de precizie sporită. Esența planificării
Ilyashenko A.V. – Conferențiar al Departamentului de Mecanică Structurală
Universitatea de Stat de Inginerie Civilă din Moscova,
candidat stiinte tehnice
Studiul capacității portante a tijelor elastice comprimate cu pereți subțiri care au cedare inițială și au suferit pierderi locale de stabilitate este asociat cu determinarea reducerii secţiune transversală tijă. Principalele principii adoptate pentru studierea stării de efort-deformare în stadiul supercritic a tijelor comprimate cu pereți subțiri neideal sunt prezentate în lucrări. Acest articol examinează comportamentul supercritic al tijelor, care sunt reprezentate ca un set de elemente de lucru în comun - plăci cu defecțiune inițială, simulând funcționarea unghiului, teului și profile în formă de cruce. Acestea sunt așa-numitele rafturi din plăci cu o margine prinsă elastic și cealaltă liberă (vezi figura). În lucrări, o astfel de placă aparține tipului II.
S-a constatat că sarcina de rupere, care caracterizează capacitatea portantă a tijei, depășește semnificativ sarcina P cr (m), la care are loc pierderea locală a stabilității unui profil imperfect. Din graficele prezentate în, este clar că deformațiile fibrelor longitudinale de-a lungul perimetrului secțiunii transversale în stadiul supercritic devin extrem de inegale. În fibrele îndepărtate de coaste, deformațiile compresive scad odată cu creșterea sarcinii, iar la sarcini apropiate de limită, datorită curburii ascuțite a acestor fibre din cauza pierderilor inițiale și a săgeților din ce în ce mai mari ale semi-undelor longitudinale formate după pierderea locală a stabilității. , apar deformații și cresc rapid întinderea.
Secțiunile secțiunii transversale cu fibre longitudinale curbate eliberează stresul, ca și cum ar fi oprite de la lucrul tijei, slăbind secțiunea transversală efectivă și reducând rigiditatea acesteia. Deci, capacitatea portantă a unui profil cu pereți subțiri nu este limitată de pierderea locală a stabilității. Sarcina totală, percepută de secțiunile mai rigide (mai puțin curbate) ale secțiunii transversale, poate depăși semnificativ valoarea lui P cr (m).
Obținem o secțiune eficientă, redusă, excluzând secțiunile nefuncționale ale profilului. Pentru a face acest lucru, folosim expresia pentru funcția de stres Ф k (x,y), care descrie starea tensionată a plăcii k-a de tip II (vezi).
Să trecem la solicitările supercritice σ kх (în direcția forței exterioare de compresiune), determinate în secțiunea cea mai defavorabilă a tijei (x=0). Să le scriem în formă generală:
σ kx =∂ 2 Ф k (A km ,y, f kj , f koj , β c,d , β c,d,j ,ℓ, s) ∕ ∂ y 2 , (1)
unde constantele de integrare A km (m=1,2,...,6) și săgețile componentelor deformațiilor dobândite f kj (j=1,2) se determină din soluția sistemului de ecuații de rezolvare. Acest sistem de ecuații include ecuații variaționale neliniare și condiții la limită care descriu funcționarea în comun a plăcilor de profil neideal. Săgețile f koj (j=1,2,…,5) ale componentelor deformarii inițiale a plăcii k-a se determină experimental pentru fiecare tip de profil;
ℓ – lungimea semi-undă formată în timpul pierderii locale de stabilitate;
s este lățimea plăcii;
β c,d =cs 2 + dℓ 2 ;
β c,d,j = cs 4 + dℓ 2 s 2 + gℓ 4 ;
c, d, j sunt numere întregi pozitive.
Notăm lățimea redusă sau efectivă a secțiunii transversale reduse a plăcii de flanșă (tip II) cu s p. Pentru a o determina, notăm condițiile pentru trecerea de la secțiunea transversală reală a tijei la cea redusă :
1. Tensiunile din fibrele longitudinale la fața inițială a plăcii (la y = 0) adiacentă nervurii (vezi figura) rămân aceleași cu cele obținute din teoria neliniară (1):
unde F 2 kr =f 2 kr +2f k0r f kr .
Pentru a determina solicitarea σ k2 =σ k max, este necesar să se substituie în (1) ordonata fibrei longitudinale cele mai încărcate, care se găsește din condiția: ∂σ kx /∂y=0.
2. Suma forțelor interne din placă nu se modifică la trecerea la o secțiune redusă în direcția forței de compresiune:
3. Momentul forțelor interne față de axa care trece prin fața inițială (y=0) perpendiculară pe planul plăcii rămâne același:
Din figură este evident că
σ ′ k2 = σ k1 + y p (σ k2 -σ k1) / (y p + s p). (5)
Să scriem un sistem de ecuații pentru a determina lățimea redusă a plăcii s p. Pentru a face acest lucru, înlocuim (1) și (5) în (3) și (4):
unde α=πs/ℓ ; F kr,ξ =f kr f koξ +f kr f kξ +f kor f kξ ;
r, ξ sunt numere întregi pozitive.
Sistemul rezultat de ecuații (6) și (7) face posibilă determinarea lățimii reduse sn a fiecărei plăci-rafturi care alcătuiesc o tijă comprimată cu pereți subțiri care a suferit pierderi locale de stabilitate. Astfel, secțiunea transversală reală a profilului a fost înlocuită cu una redusă.
Metodologia propusă pare a fi utilă atât teoretic, cât și practic atunci când se calculează capacitatea portantă a tijelor comprimate precurbate cu pereți subțiri, în care formarea locală a undelor este permisă conform cerințelor operaționale.
Bibliografie
- Ilyashenko A.V., Efimov I.B. Stare de efort-deformare după pierderea locală a stabilității tijelor comprimate cu pereți subțiri, ținând cont de cedarea inițială // Structuri și materiale de construcție. Protecție împotriva coroziunii. – Ufa: Tr.in-ta NIIpromstroy, 1981. – P.110-119.
- Ilyashenko A.V. La calculul profilelor în formă de T, unghiulară și în cruce cu pereți subțiri cu cedare inițială // Fundații de piloți. – Ufa: Sat. ştiinţific tr. Niipromstroy, 1983. – P. 110-122.
- Ilyashenko A.V., Efimov I.B. Studiu experimental al tijelor cu pereți subțiri cu elemente de plăci curbate // Organizare și producție lucrari de constructii. – M.: Tsentr.Buro n.-t. Informații ale Ministerului Industriei și Construcțiilor, 1983.
TEZA DE DIPLOMA PE TEMA:
Producția de țevi
1. OSORTIMENTUL SI CERINTE ALE DOCUMENTATIEI DE REGLEMENTARE PENTRU TEVI
1.1 Gama de conducte
OJSC „KreTrubZavod” este unul dintre cei mai mari producători produse de conducte la noi. Produsele sale sunt vândute cu succes atât pe plan intern, cât și în străinătate. Produsele fabricate în fabrică îndeplinesc cerințele standardelor interne și externe. Certificatele internaționale de calitate au fost emise de organizații precum: Institutul American de Petrol (API), centrul de certificare german TUV - Reiland.
Atelierul T-3 este unul dintre principalele ateliere ale întreprinderii, produsele sale respectă standardele prezentate în tabel. 1.1.
Tabel 1.1 - Standarde ale conductelor fabricate
Atelierul produce tevi din calitati de otel carbon, aliat si inalt aliat cu diametrul D=28-89mm si grosimea peretelui S=2,5-13mm.
Atelierul este specializat în principal în producția de țevi pentru pompe și compresoare, țevi de uz general și țevi destinate prelucrării ulterioare la rece.
Proprietățile mecanice ale țevilor fabricate trebuie să corespundă cu cele indicate în tabel. 1.2.
1.2 Cerința documentației de reglementare
Producția de țevi în atelierul T-3 al KreTrubZavod se realizează în conformitate cu diverse documente de reglementare, cum ar fi GOST, API, DIN, NFA, ASTM și altele. Să luăm în considerare cerințele DIN 1629.
1.2.1 Sortiment
Acest standard se aplică țevilor rotunde fără sudură din oțeluri nealiate. Compoziția chimică oţelurile utilizate pentru producerea ţevilor sunt date în Tabelul 1.3.
Tabel 1.2 - Proprietăți mecanice ale conductelor
Tabelul 1.3 - Compoziția chimică a oțelurilor
Țevile fabricate în conformitate cu acest standard sunt utilizate în principal în diverse aparate pentru fabricarea rezervoarelor și așezarea conductelor, precum și în inginerie mecanică generală și fabricarea de instrumente.
Dimensiunile și abaterile maxime ale conductelor sunt date în Tabelul 1.4., Tabelul 1.5., Tabelul 1.6.
Lungimea conductei este determinată de distanța dintre capete. Tipurile de lungimi ale conductelor sunt date în Tabelul 1.4.
Tabel 1.4 - Tipuri de lungimi și abateri admise de lungime
Tabel 1.5 - Abateri de diametru admisibile
Tabel 1.6 - Abateri admise ale grosimii peretelui
Țevile trebuie să fie cât mai rotunde posibil. Abaterea de la rotunjime trebuie să fie în limitele abaterilor admise pentru diametrul exterior.
Țevile trebuie să fie drepte la ochi dacă este necesar, pot fi stabilite cerințe speciale pentru dreptate.
Conductele trebuie tăiate perpendicular pe axa conductei și nu trebuie să aibă bavuri.
Valorile pentru masele liniare (greutăți) sunt date în standardul DIN 2448 Următoarele abateri de la aceste valori sunt permise:
pentru o conductă separată + 12%–8%,
pentru livrări cu o greutate de cel puțin 10t +10%–5%.
Denumirea standard pentru țevi care corespunde DIN 1629 indică:
Nume (teava);
Numărul principal al standardului dimensional DIN (DIN 2448);
Dimensiunile principale ale conductei (diametrul exterior x grosimea peretelui);
Numărul principal de condiții tehnice de livrare (DIN 1629);
Denumirea prescurtată a clasei de oțel.
Un exemplu de denumire a unei țevi conform DIN 1629 cu un diametru exterior de 33,7 mm și o grosime a peretelui de 3,2 mm din oțel St 37.0:
Teava DIN 2448–33,7×3,2
DIN 1629–St 37.0.
1.2.2 Cerințe tehnice
Țevile trebuie să fie fabricate în conformitate cu cerințele standardului și conform reglementărilor tehnologice aprobate în modul prescris.
Suprafețele exterioare și interioare ale țevilor și racordurilor trebuie să fie lipsite de capace, cavități, macituri, delaminații, fisuri și nisip.
Este permisă tăierea și curățarea defectelor indicate, cu condiția ca adâncimea acestora să nu depășească abaterea maximă minus pentru grosimea peretelui. Sudarea, calafătul sau etanșarea zonelor defecte nu este permisă.
În locurile în care grosimea peretelui poate fi măsurată direct, adâncimea zonelor defecte poate depăși valoarea specificată, cu condiția să se mențină grosimea minimă a peretelui, definită ca diferența dintre grosimea nominală a peretelui țevii și abaterea maximă minus pentru aceasta.
Sunt permise zgârieturi minore individuale, zgârieturi, zgârieturi, un strat subțire de sol și alte defecte cauzate de metoda de producție, dacă nu duc grosimea peretelui dincolo de abaterile minus.
Proprietățile mecanice (limita de curgere, rezistența la tracțiune, alungirea la rupere) trebuie să corespundă valorilor date în tabelul 1.7.
Tabel 1.7 - Proprietăți mecanice
1.2.3 Reguli de acceptare
Conductele sunt prezentate pentru acceptare în loturi.
Lotul trebuie să fie format din țevi de același diametru nominal, aceeași grosime a peretelui și aceeași grupă de rezistență, același tip și un singur design și să fie însoțit de un singur document care să ateste că calitatea acestora îndeplinește cerințele standardului și care conține:
Numele producătorului;
Diametrul nominal al țevii și grosimea peretelui în milimetri, lungimea țevii în metri;
Tipul conductei;
Grupa de rezistență, numărul de căldură, fracția de masă de sulf și fosfor pentru toate căldurile incluse în lot;
Numerele țevilor (de la - la pentru fiecare căldură);
Rezultatele testelor;
Denumirea standard.
Fiecare conductă din lot trebuie supusă verificării aspectului, mărimii defectelor și dimensiunilor și parametrilor geometrici.
Fracția de masă de sulf și fosfor trebuie verificată de la fiecare căldură. Pentru țevile din metal dintr-o altă întreprindere, fracția de masă de sulf și fosfor trebuie să fie certificată printr-un document privind calitatea producătorului de metal.
Pentru a verifica proprietățile mecanice ale metalului, din fiecare căldură este selectată o țeavă de fiecare dimensiune.
Pentru a verifica aplatizarea, se ia câte o țeavă de la fiecare căldură.
Fiecare conductă trebuie supusă unui test de scurgere folosind presiunea hidraulică internă.
Dacă se obțin rezultate nesatisfăcătoare ale testului pentru cel puțin unul dintre indicatori, se efectuează teste repetate pe o probă dublă din același lot. Rezultatele testelor repetate se aplică întregului lot.
1.2.4 Metode de testare
Inspecția suprafețelor exterioare și interioare ale țevilor și racordurilor se efectuează vizual.
Adâncimea defectelor trebuie verificată prin pilire sau altă metodă în unul până la trei locuri.
Verificarea dimensiunilor geometrice și a parametrilor țevilor și racordurilor trebuie efectuată folosind instrumente de măsurare universale sau instrumente speciale care asigură precizia de măsurare necesară, în conformitate cu documentația tehnică aprobată în modul prescris.
Curbura la secțiunile de capăt ale țevii este determinată pe baza mărimii săgeții de deviere și este calculată ca coeficientul împărțirii săgeții de deviere în milimetri la distanța de la locul - măsurarea până la capătul cel mai apropiat al țevii în metri .
Testarea greutății țevii trebuie efectuată la mijloace speciale pentru cântărire cu precizie care îndeplinește cerințele acestui standard.
Încercarea de tracțiune trebuie efectuată conform DIN 50 140 pe epruvete longitudinale scurte.
Pentru a verifica proprietățile mecanice ale metalului, o probă este tăiată din fiecare țeavă selectată. Probele trebuie tăiate de-a lungul oricărui capăt al conductei folosind o metodă care nu modifică structura și proprietățile mecanice ale metalului. Este permisă îndreptarea capetelor probei pentru prinderea cu clemele mașinii de testare.
Durata testului de presiune hidraulică trebuie să fie de cel puțin 10 s. În timpul testării, nu trebuie detectate scurgeri în peretele conductei.
1.2.5 Etichetarea, ambalarea, transportul și depozitarea
Marcarea țevilor trebuie efectuată în următoarea măsură:
Fiecare țeavă aflată la o distanță de 0,4-0,6 m de capătul său trebuie să fie marcată clar prin impact sau moletare:
numărul conductei;
Marca inregistrata a producatorului;
Luna și anul emiterii.
Zona de marcare trebuie să fie conturată sau evidențiată cu vopsea durabilă, de culoare deschisă.
Înălțimea marcajelor trebuie să fie de 5-8 mm.
Când se utilizează metoda mecanică de marcare a țevilor, este permisă aranjarea pe un rând. Este permisă marcarea numărului de căldură pe fiecare țeavă.
Lângă marcajul prin impact sau moletare, fiecare țeavă trebuie marcată cu vopsea ușoară durabilă:
Diametrul nominal al țevii în milimetri;
Grosimea peretelui în milimetri;
Tipul executiei;
Numele sau marca comercială a producătorului.
Înălțimea marcajelor trebuie să fie de 20-50 mm.
Toate marcajele trebuie aplicate de-a lungul generatricei conductei. Este permisă aplicarea marcajelor perpendiculare pe generatoare folosind metoda de moletare.
La încărcare, un vagon trebuie să conțină țevi dintr-un singur lot. Țevile se transportă în saci strâns legați în cel puțin două locuri. Greutatea pachetului nu trebuie să depășească 5 tone, iar la cererea consumatorului - 3 tone Este permisă expedierea pachetelor de țevi din diferite loturi într-o singură mașină, cu condiția să fie separate.
2. TEHNOLOGIE ȘI ECHIPAMENTE PENTRU PRODUCȚIA DE ȚEVI
2.1 Descrierea echipamentului principal al atelierului T-3
2.1.1 Descrierea și scurtele caracteristici tehnice ale unui cuptor cu vatră mobilă (WHF)
Cuptorul cu vatră mobilă al atelierului T-3 este conceput pentru încălzirea țaglelor rotunde cu diametrul de 90...120 mm, lungimea de 3...10 m din calități carbon, slab aliate și oțel inoxidabil înainte de perforarea pe TPA -80.
Cuptorul este amplasat în atelierul T-3 la etajul al doilea în compartimentele A și B.
Proiectarea cuptorului a fost realizată de Gipromez din orașul Sverdlovsk în 1984. Punerea în funcțiune a fost efectuată în 1986.
Cuptorul este o structură metalică rigidă căptușită din interior cu materiale refractare și termoizolante. Dimensiuni interioare cuptoare: lungime - 28,87 m, lățime - 10,556 m, înălțime - 924 și 1330 mm, caracteristici de performanta cuptoarele sunt prezentate în Tabelul 2.1. Sub cuptor se realizează sub formă de grinzi fixe și mobile, cu ajutorul cărora piesele de prelucrat sunt transportate prin cuptor. Grinzile sunt căptușite cu materiale termoizolante și rezistente la foc și încadrate cu un set special de piese turnate rezistente la căldură. Partea superioară a grinzilor este realizată din masă de mullit-corindon MK-90. Acoperișul cuptorului este realizat suspendat din materiale refractare modelate și izolat material termoizolant. Pentru a întreține cuptorul și a conduce procesul tehnologic, pereții sunt echipați cu ferestre de lucru, o fereastră de încărcare și o fereastră de descărcare metalică. Toate ferestrele sunt dotate cu obloane. Cuptorul se incalzeste cu gaz natural, ars cu arzatoare de tip GR (arzator cu radiatii joasă presiune) instalat pe boltă. Cuptorul este impartit in 5 zone termice cu cate 12 arzatoare fiecare. Aerul de ardere este furnizat de două ventilatoare VM-18A-4, dintre care unul servește ca rezervă. Gazele de ardere sunt îndepărtate printr-un colector de fum situat pe acoperiș la începutul cuptorului. În plus, printr-un sistem de țevi de fum căptușite cu metal și porci care utilizează două extractoare de fum VGDN-19, gazele de ardere sunt eliberate în atmosferă. Un recuperator de buclă tubular cu 6 secțiuni cu două treceri (CP-250) este instalat pe coș pentru a încălzi aerul de ardere furnizat. Pentru o utilizare mai completă a căldurii din gazele de eșapament, sistemul de îndepărtare a fumului este echipat cu un cuptor cu o singură cameră pentru încălzirea dornurilor (SPO).
Piesa de prelucrat încălzită este eliberată din cuptor cu ajutorul unui transportor intern cu role răcit cu apă, ale cărui role au un atașament rezistent la căldură.
Cuptorul este echipat cu un sistem de televiziune industrial. Comunicarea prin difuzor este asigurată între panourile de comandă și panoul de instrumente.
Cuptorul este dotat cu sisteme de reglare automată a condițiilor termice, siguranță automată, unități de monitorizare a parametrilor de funcționare și semnalizare a abaterilor parametrilor de la normă. Următorii parametri sunt supuși reglementării automate:
Temperatura cuptorului în fiecare zonă;
Raport gaz-aer pe zone;
Presiunea gazului în fața cuptorului;
Presiunea în spațiul de lucru al cuptorului.
Pe lângă modurile automate, este oferit un mod la distanță. Sistemul de control automat include:
Temperatura cuptorului pe zone;
Temperatura pe lățimea cuptorului în fiecare zonă;
Temperatura gazelor care ies din cuptor;
Temperatura aerului după recuperator pe zone;
Temperatura gazelor arse în fața recuperatorului;
Temperatura fumului în fața evacuatorului de fum;
Consumul de gaze naturale pentru cuptor;
Consumul de aer pe cuptor;
Aspirați în porcul din fața extractorului de fum;
Presiunea gazului în colectorul comun;
Presiunea gazului și a aerului în galeriile de zonă;
Presiunea cuptorului.
Cuptorul este echipat cu o oprire a gazelor naturale cu o alarmă luminoasă și sonoră atunci când presiunea gazului și a aerului din colectoarele de zonă scade.
Tabel 2.1 - Parametrii de funcționare ai cuptorului
| Consumul de gaze naturale pe cuptor (maxim) nm 3 / oră | 5200 |
| 1 zona | 1560 |
| 2 zona | 1560 |
| 3 zona | 1040 |
| 4 zona | 520 |
| zona 5 | 520 |
| Presiunea gazelor naturale (maximum), kPa înainte | |
| cuptor | 10 |
| arzător | 4 |
| Consumul de aer pe cuptor (maxim) nm 3 / oră | 52000 |
| Presiunea aerului (maxim), kPa înainte | |
| cuptor | 13,5 |
| arzător | 8 |
| Presiunea sub arc, Pa | 20 |
| Temperatura de încălzire a metalului, °C (maximum) | 1200...1270 |
| Compoziția chimică a produselor de ardere în zona a 4-a, % | |
| CO2 | 10,2 |
| O 2 | 3,0 |
| CO | 0 |
| Temperatura produselor de ardere în fața recuperatorului, °C | 560 |
| Temperatura de încălzire a aerului în recuperator, °C | Până la 400 |
| Rata de distribuire a piesei de prelucrat, sec | 23,7...48 |
| Productivitatea cuptorului, tone/oră | 10,6... 80 |
Alarma sonoră de urgență se declanșează și atunci când:
Creșterea temperaturii în zonele a 4-a și a 5-a (t cp = 1400°C);
Creșterea temperaturii gaze de ardereîn fața recuperatorului (t cu p = 850°C);
Cresterea temperaturii gazelor de ardere in fata evacuatorului de fum (t cp =400°C);
Scăderea presiunii apei de răcire (p av = 0,5 atm).
2.1.2 Scurte caracteristici tehnice ale liniei de tăiere la cald
Linia de tăiere la cald pentru piese de prelucrat este proiectată pentru a introduce o tijă încălzită în foarfece, a tăia piesa de prelucrat la lungimile necesare și a îndepărta piesa tăiată din foarfece.
Scurte caracteristici tehnice ale liniei de tăiere la cald sunt prezentate în Tabelul 2.2.
Echipamentul liniei de tăiere la cald include foarfecele în sine (modele SKMZ) pentru tăierea piesei de prelucrat, un opritor mobil, o masă cu role de transport și un ecran de protecție pentru a proteja echipamentul de radiațiile termice de la fereastra de descărcare PShP. Foarfecele sunt proiectate pentru tăierea fără deșeuri a metalului, dar dacă, ca urmare a unei situații de urgență, se formează tăieturi reziduale, atunci un jgheab și o cutie sunt instalate în groapa de lângă foarfece pentru a le colecta. În orice caz, operarea unei linii de tăiere la cald pentru piesele de prelucrat trebuie organizată astfel încât să se prevină formarea tăieturii.
Tabel 2.2 - Scurte caracteristici tehnice ale liniei de tăiere la cald
| Parametrii tijei de tăiere | |
| Lungime, m | 4,0…10,0 |
| Diametru, mm | 90,0…120,0 |
| Greutate maxima, kg | 880 |
| Lungimea piesei de prelucrat, m | 1,3...3.0 |
| Temperatura tijei, °C | 1200 |
| Productivitate, buc/h | 300 |
| Viteza de transport, m/s | 1 |
| Cursa opritorului mobil, mm | 2000 |
| Clip video | |
| Diametrul butoiului, mm | 250 |
| Lungimea butoiului, mm | 210 |
| Diametrul de rulare, mm | 195 |
| Pasul rolei, mm | 500 |
| Consum de apă per rolă răcită cu apă, m 3 /h | 1,6 |
| Consum de apă per rolă răcită cu apă cu cutii de osii răcite cu apă, m 3 /h | 3,2 |
| Consum de apă pe ecran, m 3 /h | 1,6 |
| Nivel de sunet, dB, nu mai mult | 85 |
După încălzirea tijei și distribuirea acesteia, aceasta trece printr-un termostat (pentru a reduce scăderea temperaturii de-a lungul lungimii piesei de prelucrat), ajunge la opritorul mobil și este tăiată în piese de prelucrat de lungimea necesară. După efectuarea tăierii, opritorul mobil este ridicat cu ajutorul unui cilindru pneumatic, iar piesa de prelucrat este transportată de-a lungul transportorului cu role. După ce trece de oprire, coboară în poziția de lucru și ciclul de tăiere se repetă. Pentru a îndepărta detartrajul de sub rolele mesei cu role și foarfecele de tăiere la cald, este prevăzut un sistem de detartrare și sunt prevăzute un jgheab și o cutie de primire pentru a îndepărta tăieturile. După părăsirea mesei cu role a liniei de tăiere la cald, piesa de prelucrat intră în masa rolelor de primire a morii de perforare.
2.1.3 Proiectare și caracteristici tehnice ale echipamentului principal și auxiliar al secției morii de perforare
Mașina de perforat este proiectată pentru a perfora o piesă solidă într-un manșon gol. TPA-80 este echipat cu o moară de perforare cu 2 role cu role în formă de butoi sau în formă de cupă și bare de ghidare. Caracteristici tehnice moara de perforare este prezentată în Tabelul 2.3.
În fața morii de perforare se află un transportor cu role răcit cu apă, proiectat să primească piesa de prelucrat de pe linia de tăiere la cald și să o transporte la mașina de centrare. Masa cu role este formată din 14 role răcite cu apă, cu antrenare individuală.
Tabel 2.3 - Caracteristicile tehnice ale morii de perforare
| Dimensiunile piesei de prelucrat cusute: | |
| Diametru, mm | 100…120 |
| Lungime, mm | 1200…3350 |
| Dimensiune maneca: | |
| Diametrul exterior, mm | 98…126 |
| Grosimea peretelui, mm | 14…22 |
| Lungime, mm | 1800…6400 |
| Viteza de transmisie principala, rpm | 285…400 |
| Raportul de transmisie | 3 |
| Puterea motorului, kW | 3200 |
| Unghi de avans, ° | 0…14 |
| Forța de rulare: | |
| Radial maxim, kN | 784 |
| Axial maxim, kN | 245 |
| Cuplul maxim pe rolă, kNm | 102,9 |
| Diametrul rolelor de lucru, mm | 800…900 |
| Surub de presiune: | |
| Cursa maxima, mm | 120 |
| Viteza de deplasare, mm/s | 2 |
Mașina de centrare este proiectată pentru a scoate o adâncitură centrală cu un diametru de 20...30 mm și o adâncime de 15...20 mm la capătul unei piese de prelucrat încălzite și este un cilindru pneumatic în care un ciocan cu vârf diapozitive.
După centrare, piesa de prelucrat încălzită intră în grătar pentru a fi transferată ulterior în jgheabul mesei frontale a morii de perforare.
Masa frontală a morii de perforare este proiectată pentru a primi o piesă de prelucrat încălzită care se rostogolește pe grilă, aliniind axa piesei de prelucrat cu axa de perforare și ținând-o în timpul perforației.
Pe partea de ieșire a morii sunt instalate centratoare cu role ale tijei dornului, care susțin și centrează tija, atât înainte de străpungere, cât și în timpul procesului de perforare, când aceasta este supusă unor forțe axiale mari și este posibilă îndoirea sa longitudinală.
În spatele centrelor se află un mecanism staționar de reglare a împingerii cu un cap de deschidere care servește la absorbția forțelor axiale care acționează asupra tijei cu dornul, pentru a regla poziția dornului în zona de deformare și a trece manșonul în afara morii de perforare.
2.1.4 Proiectarea și caracteristicile tehnice ale echipamentului principal și auxiliar al secției de moara continuă
Moara continuă este proiectată pentru rularea țevilor brute cu diametrul de 92 mm și grosimea peretelui de 3...8 mm. Laminarea se realizează pe un dorn lung plutitor de 19,5 m lungime. Scurte caracteristici tehnice ale morii continue sunt date în Tabelul 2.4, în Tabelul 2.5. Sunt date rapoartele de transmisie ale cutiilor de viteze.
La rulare, moara continuă funcționează astfel: căptușeala este transportată de o masă cu role în spatele morii de perforare cu o viteză de 3 m/s până la o oprire mobilă și, după oprire, cu ajutorul unui transportor cu lanț este transferată pe grătarul din fața morii continue și rulat înapoi pe brațele distribuitorului.
Tabelul 2.4 - Scurte caracteristici tehnice ale unei mori continue
| Nume | Magnitudinea | |
| Diametrul exterior al țevii de degroșare, mm | 91,0…94,0 | |
| Grosimea peretelui țevii brute, mm | 3,5…8,0 | |
| Lungimea maximă a conductei brute, m | 30,0 | |
| Diametrul dornurilor frei continue, mm | 74…83 | |
| Lungimea dornului, m | 19,5 | |
| Diametrul lupilor, mm | 400 | |
| Lungimea cilindrului, mm | 230 | |
| Diametru gât rulou, mm | 220 | |
| Distanța dintre axele standului, mm | 850 | |
| Cursa șurubului de presiune superior cu role noi, mm | Sus | 8 |
| Jos | 15 | |
| Cursa șurubului de presiune inferioară cu role noi, mm | Sus | 20 |
| Jos | 10 | |
| Viteza superioară de ridicare a rolei, mm/s | 0,24 | |
| Viteza motorului de antrenare principal, rpm | 220…550 | |
Dacă există defecte la manșon, operatorul pornește manual obturatorul și împingătoarele pentru a-l direcționa în buzunar.
Cu pârghiile dozatorului coborâte, un manșon utilizabil se rostogolește în jgheab, este apăsat de pârghiile de prindere, după care un dorn este introdus în manșon cu ajutorul rolelor de reglare. Când capătul frontal al dornului ajunge la marginea frontală a căptușelii, clema este eliberată, iar căptușeala este introdusă într-o moară continuă folosind role de împingere. În acest caz, viteza de rotație a dornului și a rolelor de tragere a manșonului este stabilită în așa fel încât, în momentul în care manșonul este capturat de primul suport al morii continue, capătul frontal al dornului este extins cu 2,5... 3 m.
După rularea pe moara continuă, țeava brută cu dornul este furnizată la extractorul dornului o scurtă descriere tehnică este prezentată în Tabelul 2.6. După care țeava este transportată de un transportor cu role în zona de tăiere a capătului din spate și se apropie de oprirea staționară din zona de tăiere a capătului din spate a țevii, caracteristicile tehnice ale echipamentului din secțiunea POZK sunt prezentate în Tabelul 2.7. Ajunsă la oprire, țeava este aruncată de un ejector cu șurub pe grila din fața mesei cu role de nivelare. Apoi, țeava se rulează de-a lungul grătarului pe masa rolei de nivelare, se apropie de opritorul care determină lungimea tăieturii și este transferată individual de către stivuitor de la masa rolei de nivelare pe grătarul din fața mesei rolei de descărcare, în timp ce în timpul mișcarea capătul din spate al țevii este tăiat.
Capătul tăiat al țevii este transferat de un transportor pentru a îndepărta resturile într-un recipient pentru fier vechi situat în afara atelierului.
Tabelul 2.5 - Raportul de transmisie al cutiilor de viteze ale morii continue și puterea motorului
Tabel 2.6 - Scurte caracteristici tehnice ale extractorului cu dorn
Tabel 2.7 - Scurte caracteristici tehnice ale secțiunii pentru tăierea capătului din spate al țevii
2.1.5 Principiul de funcționare al echipamentului principal și auxiliar al morii de reducere și al secției frigorifice
Echipamentul din această secțiune este conceput pentru a transporta conducta brută prin instalație încălzire prin inducție, rularea pe o moara de reducere, racirea si transportul in continuare la sectiunea de fierastrau de taiere la rece.
Încălzirea țevilor brute în fața morii de reducere se realizează într-o unitate de încălzire INZ - 9000/2.4, constând din 6 blocuri de încălzire (12 inductoare) situate direct în fața morii de reducere. Conductele intră în unitatea de inducție una după alta într-un flux continuu. Dacă nu există alimentare cu țevi de la moara continuă (când laminarea este oprită), este permisă alimentarea țevilor „reci” puse deoparte în mod individual în instalația de inducție. Lungimea conductelor instalate în instalație nu trebuie să depășească 17,5 m.
Tipul de freza de reducere este cu 24 de suporturi, 3 role cu două role de sprijin și antrenare individuală a suportului.
După rularea pe moara de reducere, țeava intră fie în pulverizator și în masa de răcire, fie direct în masa de răcire a morii, în funcție de cerințele pentru proprietăți mecanice teava terminata.
Designul și caracteristicile tehnice ale pulverizatorului, precum și parametrii de răcire ai țevilor din acesta, sunt un secret comercial al JSC KreTrubZavod și nu sunt prezentați în această lucrare.
În tabelul 2.8. Sunt prezentate caracteristicile tehnice ale instalației de încălzire, iar Tabelul 2.9 este o scurtă caracteristică tehnice ale morii de reducere.
Tabel 2.8 - Scurte caracteristici tehnice ale instalației de încălzire INZ-9000/2.4
2.1.6 Echipamente pentru tăierea țevilor în lungimi măsurate
Pentru tăierea țevilor în lungimi măsurate în atelierul T-3, se folosește un ferăstrău de tăiere lot Wagner model WVC 1600R, ale cărui caracteristici tehnice sunt date în tabel. 2.10. Se folosesc și ferăstraie ale modelului KV6R - caracteristici tehnice din Tabelul 2.11.
Tabel 2.9 - Scurte caracteristici tehnice ale morii de reducere
Tabel 2.10 - Caracteristici tehnice ale ferăstrăului WVC 1600R
| Numele parametrului | Magnitudinea | |
| Diametrul țevilor tăiate, mm | 30…89 | |
| Lățimea pungilor tăiate, mm | 200…913 | |
| Grosimea peretelui țevilor tăiate, mm | 2,5…9,0 | |
| Lungimea conductei după tăiere, m | 8,0…11,0 | |
| Lungimea capetelor conductei de tăiat | Față, mm | 250…2500 |
| Spate, mm | ||
| Diametrul pânzei de ferăstrău, mm | 1600 | |
| Număr de dinți pe pânza ferăstrăului, buc. | Segmentală | 456 |
| Carbură | 220 | |
| Viteza de taiere, mm/min | 10…150 | |
| Diametrul minim al pânzei de ferăstrău, mm | 1560 | |
| Alimentare suport ferăstrău circular, mm | 5…1000 | |
| Rezistența maximă la tracțiune a țevilor, N/mm2 | 800 | |
2.1.7 Echipament pentru îndreptarea țevilor
Țevile, tăiate la lungimi specifice conform comenzii, sunt trimise pentru îndreptare. Îndreptarea se efectuează pe mașinile de îndreptat RVV320x8, concepute pentru îndreptarea țevilor și tijelor din oțel carbon și slab aliat în stare rece, cu o curbură inițială de până la 10 mm pe 1 metru liniar. Caracteristici tehnice mașina potrivită RVV 320x8 este dat în tabel. 3.12.
Tabel 2.11 - Caracteristici tehnice ale ferăstrăului model KV6R
| Numele parametrului | Magnitudinea |
| Lățimea pachetului cu un singur rând, mm | Nu mai mult de 855 |
| Lățimea deschiderii clemei piesei de prelucrat, mm | De la 20 la 90 |
| Trecere în direcția verticală de strângere a piesei de prelucrat, mm | Nu mai mult de 275 |
| Cursa suport pânzei de ferăstrău, mm | 650 |
| Viteza de avans a pânzei de ferăstrău (în trepte) mm/min | Nu mai mult de 800 |
| Cursa de revenire rapidă a pânzei de ferăstrău, mm/min | Nu mai mult de 6500 |
| Viteza de taiere, m/min | 40; 15; 20; 30; 11,5; 23 |
| Lungimea prinsă a pachetului de conducte pe partea de alimentare, mm | Nu mai puțin de 250 |
| Lungimea de prindere a pachetului de conducte pe partea de evacuare, mm | Nu mai puțin de 200 |
| Diametrul pânzei de ferăstrău, mm | 1320 |
| Număr de segmente pe pânza ferăstrăului, buc | 36 |
| Număr de dinți pe un segment, buc. | 10 |
| Diametrul conductelor prelucrate, mm | De la 20 la 90 |
Tabel 2.12 - Caracteristici tehnice ale mașinii de nivelare RVV 320x8
| Numele parametrului | Magnitudinea | |
| Diametrul țevilor îndreptate, mm | 25...120 | |
| Grosimea peretelui țevilor îndreptate, mm | 1,0...8,0 | |
| Lungimea țevilor îndreptate, m | 3,0...10,0 | |
| Limita de curgere metalică a țevilor îndreptate, kgf/mm2 | Diametru 25…90 mm | Până la 50 |
| Diametru 90…120 mm | Până la 33 | |
| Viteza de îndreptare a conductei, m/s | 0,6...1,0 | |
| Pas între axele de rulare, mm | 320 | |
| Diametrul rolelor în gât, mm | 260 | |
| Număr de role, buc | Condus | 4 |
| Single | 5 | |
| Unghiuri de instalare a rolei, ° | 45°...52°21’ | |
| Cursa maximă a rolelor superioare de la marginea superioară a celor inferioare, mm | 160 | |
| Acționare de rotație a rolei | Tip motor | D-812 |
| Tensiune, V | 440 | |
| Putere, kW | 70 | |
| Viteza de rotație, rpm | 520 | |
2.2 Tehnologia existentă pentru producția de țevi pe TPA-80 JSC „KresTrubZavod”
Piesa de prelucrat sub formă de tije care intră în atelier este depozitată în depozitul interior. Înainte de a fi pus în producție, este supus unei inspecții aleatorii pe un suport special și, dacă este necesar, reparat. În zona de pregătire a piesei de prelucrat se instalează cântare pentru a controla greutatea metalului pus în producție. Billetele din depozit sunt alimentate cu o macara electrică de pod la grila de încărcare din fața cuptorului și încărcate în cuptorul de încălzire printr-o vatră ambulantă în conformitate cu programul și rata de rulare.
Respectarea aspectului pieselor de prelucrat este realizată vizual de jardiniera metalică. Piesa de prelucrat este încărcată în cuptor una câte una în fiecare, printr-unul sau mai multe trepte de plăci de ghidare ale grinzilor mobile, în funcție de viteza de rulare și frecvența de tăiere. Când se schimbă calitatea oțelului, căldura și dimensiunea standard a țevilor, plantatoarea separă clasele de oțel și se topește după cum urmează: cu o lungime a piesei de prelucrat de 5600-8000 mm, topiturile sunt separate prin deplasarea primelor două tije de-a lungul lățimii cuptorul; clasele de oțel sunt separate prin deplasarea primelor patru tije de-a lungul lățimii cuptorului; cu o lungime a piesei de prelucrat de 9000-9800 mm, separarea claselor de oțel și a topiturii unele de altele se efectuează în timpul plantării cu un interval de 8-10 pași, precum și prin numărarea numărului de piese de prelucrat plantate în PShP și emise, care sunt controlate de încălzitorul de metal PShP și de tăietorul de forfecare la cald prin verificarea cu panourile de control. TPA-80; la modificarea dimensiunii (transbordarea morii) a țevilor laminate, încărcarea metalului în cuptor se oprește „5-6 pași” înainte ca moara să se oprească la oprirea pentru transbordare, metalul „fa un pas înapoi cu 5-6 pași”. Mișcarea pieselor de prelucrat prin cuptor este efectuată de trei grinzi mobile. În timpul pauzelor din ciclul de mișcare, grinzile mobile sunt instalate la nivelul vetrei. Timpul de încălzire necesar este asigurat prin măsurarea timpului ciclului pas. Excesul de presiune în spațiul de lucru ar trebui să fie de la 9,8 Pa la 29,4 Pa, coeficientul de debit de aer =1,1 - 1,2.
La încălzirea țaglelor de diferite grade de oțel într-un cuptor, durata încălzirii este determinată de metalul al cărui timp de ședere în cuptor este cel mai lung. Încălzirea de înaltă calitate a metalului este asigurată prin trecerea uniformă a pieselor de prelucrat pe toată lungimea cuptorului. Piesele de prelucrat încălzite sunt livrate la transportorul intern cu role de descărcare și alimentate la linia de tăiere la cald.
Pentru a reduce răcirea pieselor de prelucrat în timpul nefuncționării, pe transportorul cu role este prevăzut un termostat pentru transportul pieselor de prelucrat încălzite la foarfece, precum și capacitatea de a returna (prin pornirea inversă) piesa de prelucrat netăiată în cuptor și de a o menține acolo în timpul opririi. .
În timpul funcționării, cuptorul se poate opri fierbinte. O oprire a cuptorului este considerată o oprire fără întreruperea alimentării cu gaz natural. În timpul opririlor la cald, grinzile mobile ale cuptorului sunt instalate la nivelul celor fixe. Ferestrele de încărcare și descărcare se închid. Folosind reglatorul combustibil-aer, coeficientul de consum de aer este redus de la 1,1-1,2 la 1,0:-1,1. Presiunea din cuptor la nivelul focarului devine pozitivă. Când moara se oprește: până la 15 minute - temperatura din zone este setată la limita inferioară, iar metalul este „retras” cu doi pași; de la 15 minute la 30 de minute - temperatura în zonele III, IV, V se reduce cu 20-40 0 C, în zonele I, II cu 30-60 0 C de la limita inferioară; peste 30 de minute - temperatura în toate zonele este redusă cu 50-150 0 C față de limita inferioară, în funcție de durata de inactivitate. Spațiile libere „se dau înapoi” 10 pași. Dacă timpul de oprire durează de la 2 la 5 ore, este necesar să goliți zona a patra și a cincea a cuptorului din piesele de prelucrat. Piesele de prelucrat din zonele I și II sunt descărcate în buzunar. Metalul este descărcat de jardiniera metalică din PU-1. Temperatura din zonele V și IV este redusă la 1000-1050 0 C. Când se oprește mai mult de 5 ore, întregul cuptor este eliberat de metal. Creșterea temperaturii se realizează în trepte de 20-30 0 C, la o viteză de creștere a temperaturii de 1,5-2,5 0 C/min. Odată cu creșterea timpului de încălzire a metalului din cauza ratei scăzute de laminare, temperatura în zonele I, II, III este redusă cu 60 0 C, 40 0 C, respectiv 20 0 C, de la limita inferioară, iar temperatura din zonele IV, V este coborâtă la limitele inferioare. În general, cu funcționarea stabilă a întregii unități, temperatura între zone este distribuită după cum urmează (Tabelul 2.13).
După încălzire, piesa de prelucrat intră pe linia de tăiere fierbinte a piesei de prelucrat. Echipamentul liniei de tăiere la cald include foarfecele în sine pentru tăierea piesei de prelucrat, un opritor mobil, o masă cu role de transport și un ecran de protecție pentru a proteja echipamentul de radiațiile termice de la fereastra de descărcare a unui cuptor cu vatră mobilă. După încălzirea tijei și distribuirea acesteia, aceasta trece prin termostat, ajunge la opritorul mobil și este tăiată în bucăți de lungimea necesară. După efectuarea unei tăieturi, opritorul mobil este ridicat cu ajutorul unui cilindru pneumatic, iar piesa de prelucrat este transportată de-a lungul transportorului cu role. După ce trece de oprire, coboară în poziția de lucru și ciclul de tăiere continuă.
Tabel 2.13 - Distribuția temperaturii în cuptor pe zone
Piesa de prelucrat măsurată este transferată la mașina de centrare printr-o masă cu role din spatele foarfecelor. Piesa de prelucrat centrată este transferată de ejector pe o grilă din fața morii de perforare, de-a lungul căreia se rostogolește până la opritor și, când partea de ieșire este gata, este transferată într-un jgheab, care este închis cu un capac. Cu ajutorul unui împingător, cu opritorul ridicat, piesa de prelucrat este împinsă în zona de deformare. În zona de deformare, piesa de prelucrat este străpunsă pe un dorn ținut de o tijă. Tija se sprijină pe geamul capului de împingere al mecanismului de reglare a împingerii, a cărui deschidere este împiedicată de încuietoare. Îndoirea longitudinală a tijei din cauza forțelor axiale apărute în timpul rulării este împiedicată de centrele închise, ale căror axe sunt paralele cu axa tijei.
În poziţia de lucru, rolele sunt reunite în jurul tijei printr-un cilindru pneumatic printr-un sistem de pârghii. Pe măsură ce capătul frontal al căptușelii se apropie, rolele de centrare sunt depărtate secvenţial. După terminarea străpungerii piesei de prelucrat, primele role sunt reunite printr-un cilindru pneumatic, care mută manșonul din role astfel încât mânerele interceptorului să poată apuca tija, apoi încuietoarea și capul frontal sunt pliate înapoi, sunt introduse role de distribuire și manșonul este eliberat cu o viteză crescută la o viteză crescută și este eliberat în spatele capului de împingere pe masa de role din spatele morii de perforare.
După cusătură, manșonul este transportat de-a lungul transportorului cu role până la opritorul mobil. Apoi, manșonul este mutat de un transportor cu lanț în partea de intrare a morii continue. După transportor, manșonul se rulează de-a lungul unei grile înclinate până la un distribuitor, care reține manșonul în fața părții de intrare a morii continue. Sub ghidajele grilei înclinate există un buzunar pentru colectarea cartuşelor defecte. Căptușeala este aruncată din grila înclinată în jgheabul de primire a unei mori continue cu cleme. În acest moment, un dorn lung este introdus în manșon folosind o pereche de role de frecare. Când capătul frontal al dornului ajunge la capătul frontal al căptușelii, clema căptușelii este eliberată, două perechi de role de tragere sunt reunite pe căptușeală, iar căptușeala cu dornul este fixată într-o moară continuă. În acest caz, viteza de rotație a rolelor de tragere a dornului și a rolelor de tragere a manșonului este proiectată astfel încât în momentul în care manșonul este capturat de primul suport al morii continue, prelungirea dornului de la manșon este de 2,5-3,0 m. În acest sens, viteza liniară a rolelor de tragere a dornului ar trebui să fie de 2,25-2,5 ori mai mare decât viteza liniară a rolelor de tragere a căptușelii.
Țevile laminate cu dornuri sunt transferate alternativ pe axa unuia dintre extractoarele dornului. Capul dornului trece prin extractor în mod constant și este capturat de inserția de prindere, iar țeavă în inelul de repaus stabil. Pe măsură ce lanțul se mișcă, dornul părăsește țeava și intră într-un transportor cu lanț, care îl transferă pe un transportor cu role duble, care transportă dornurile de la ambele extractoare în baia de răcire.
După îndepărtarea dornului, țeava brută merge la ferăstrău pentru a tăia capătul uzat din spate.
După încălzirea prin inducție, țevile sunt introduse într-o moară de reducere, care are douăzeci și patru de suporturi cu trei role. Într-o moară de reducere, numărul de standuri de lucru este determinat în funcție de dimensiunea țevilor laminate (de la 9 la 24 de standuri), iar standurile sunt excluse, începând de la 22 în direcția descrescătoare a numărului de standuri. Standurile 23 și 24 participă la toate programele rulante.
În timpul rulării, rulourile sunt răcite continuu cu apă. Când mutați țevi de-a lungul mesei de răcire, nu trebuie să existe mai mult de o țeavă în fiecare secțiune. La rularea țevilor de conversie deformate la cald destinate fabricării țevilor pentru pompe și compresoare din grupa de rezistență „K” din oțel de calitate 37G2S după moara de reducere, răcirea controlată accelerată a țevilor se realizează în pulverizatoare.
Viteza de trecere a țevii prin pulverizator trebuie să fie stabilizată cu viteza morii reducătoare. Operatorul controlează stabilizarea vitezei în conformitate cu instrucțiunile de utilizare.
După reducere, țevile intră într-o masă de răcire montată pe rack, cu grinzi mobile, unde sunt răcite.
La masa de răcire, țevile sunt colectate în saci cu un singur strat pentru tăierea capetelor și tăierea lor la lungimi pe ferăstraie de tăiere la rece.
Țevile finite ajung la masa de inspecție a departamentului de control al calității după inspecție, țevile sunt împachetate și trimise la depozitul de produse finite.
2.3 Justificarea deciziilor de proiectare
La reducerea individuală a țevilor cu tensiune pe PRS, apare o diferență longitudinală semnificativă în grosimea capetelor țevilor. Motivul pentru grosimea peretelui de capăt al țevilor este instabilitatea tensiunilor axiale în moduri de deformare nestaționară la umplerea și golirea standurilor de lucru ale morii cu metal. Secțiunile de capăt sunt reduse în condiții de tensiuni longitudinale de tracțiune semnificativ mai mici decât partea principală (de mijloc) a țevii. O creștere a grosimii peretelui la secțiunile de capăt, depășind abaterile admise, face necesară tăierea unei părți semnificative a țevii finite
Standardele de tăiere la capăt pentru țevile reduse la TPA-80 JSC „KresTrubZavod” sunt date în tabel. 2.14.
Tabel 2.14 - Standarde pentru tăierea capetelor țevilor la TPA-80 JSC „KresTrubZavod”
2.4 Justificarea deciziilor de proiectare
La reducerea individuală a țevilor cu tensiune pe PRS, apare o diferență longitudinală semnificativă în grosimea capetelor țevilor. Motivul pentru grosimea peretelui de capăt al țevilor este instabilitatea tensiunilor axiale în moduri de deformare nestaționară la umplerea și golirea standurilor de lucru ale morii cu metal. Secțiunile de capăt sunt reduse în condiții de tensiuni longitudinale de tracțiune semnificativ mai mici decât partea principală (de mijloc) a țevii. O creștere a grosimii peretelui la secțiunile de capăt, depășind abaterile admise, face necesară tăierea unei părți semnificative a țevii finite.
Standardele de tăiere la capăt pentru țevile reduse la TPA-80 JSC „KresTrubZavod” sunt date în tabel. 2.15.
Tabel 2.15 - Standarde pentru tăierea capetelor țevilor la TPA-80 JSC „KresTrubZavod”
unde PC este capătul frontal îngroșat al țevii; ZK este capătul îngroșat din spate al țevii.
Pierderea anuală estimată de metal în capetele îngroșate ale țevilor din atelierul T-3 al OJSC KresTrubZavod este de 3.000 de tone. Prin reducerea lungimii și greutății capetelor tăiate îngroșate ale țevilor cu 25%, creșterea anuală a profitului va fi de aproximativ 20 de milioane de ruble. În plus, vor exista economii de costuri la unelte pentru ferăstraie de tăiere în serie, electricitate etc.
În plus, în producția de țagle de conversie pentru atelierele de tragere, este posibil să se reducă diferența longitudinală în grosimea peretelui țevii, metalul salvat datorită reducerii diferenței longitudinale a grosimii peretelui poate fi utilizat pentru a crește și mai mult volumele de producție de fierbinte -tevi laminate si deformate la rece.
3. DEZVOLTAREA ALGORITMILOR DE CONTROL PENTRU MORA DE REDUCERE TPA-80
3.1 Starea problemei
Unitățile de laminare continuă a țevilor sunt cele mai promițătoare instalații de înaltă performanță pentru producția de țevi fără sudură laminate la cald din gama corespunzătoare.
Unitățile includ mori de perforare, dorn continuu și reducere. Continuitatea procesului tehnologic, automatizarea tuturor operațiunilor de transport, lungimea mare a țevilor laminate asigură o productivitate ridicată, de bună calitatețevi după suprafață și dimensiuni geometrice
În ultimele decenii, dezvoltarea intensivă a producției de țevi folosind rulare continuă: construit și pus în funcțiune (în Italia, Franța, SUA, Argentina), reconstruit ateliere de laminare continuă (în Japonia), furnizat echipamente pentru magazine noi (în China), dezvoltat și implementat proiecte de construcție de ateliere (în Franța, Canada, SUA, Japonia, Mexic).
Față de unitățile puse în funcțiune în anii 60, noile mori prezintă diferențe semnificative: produc în principal țevi de ulei și, prin urmare, în atelierele de finisare a acestor țevi se construiesc tronsoane mari, inclusiv echipamente pentru răsturnarea capetelor, tratament termic, tăierea țevilor, producția de cuplare etc.; Gama de dimensiuni ale țevilor s-a extins semnificativ: diametrul maxim a crescut de la 168 la 340 mm, grosimea peretelui a crescut de la 16 la 30 mm, ceea ce a devenit posibil datorită dezvoltării procesului de laminare pe mori continue pe un dorn lung care se deplasează. cu viteza variabila, în loc să plutească. Noile unități de laminare a țevilor folosesc țagle turnate continuu (pătrate și rotunde), ceea ce a asigurat o îmbunătățire semnificativă a indicatorilor tehnici și economici ai funcționării lor.
Pentru încălzirea pieselor de prelucrat, cuptoarele inelare sunt încă utilizate pe scară largă (TPA 48-340, Italia), alături de aceasta, încep să fie utilizate cuptoare cu focare mobile (TPA 27-127, Franța, TPA 33-194, Japonia). În toate cazurile, productivitatea ridicată a unei unități moderne este asigurată prin instalarea unui cuptor mare, cu o singură capacitate (capacitate de până la 250 t/h). Pentru a încălzi conductele înainte de reducere (calibrare), se folosesc cuptoare cu grinzi mobile.
Moara principală pentru producerea de căptușeli continuă să fie o laminoare cu șuruburi cu două role, al cărei design este îmbunătățit, de exemplu, prin înlocuirea riglelor fixe cu discuri de ghidare antrenate. În cazul utilizării taglelor pătrate, laminorul cu șurub din linia tehnică este precedat fie de o moara de presare cu role (TPA 48-340 în Italia, TPA 33-194 în Japonia), fie de o moara pentru calibrarea muchiilor și o presă pentru adâncime. aliniere (TPA 60-245, Franța).
Una dintre direcțiile principale pentru dezvoltarea ulterioară a metodei de laminare continuă este utilizarea dornurilor care se deplasează cu o viteză controlată în timpul procesului de laminare, în locul celor plutitoare. Folosind un mecanism special care dezvoltă o forță de reținere de 1600-3500 kN, dornul este setat la o anumită viteză (0,3-2,0 m/s), care este menținută fie până când țeava este îndepărtată complet din dorn în timpul procesului de laminare ( dorn ținut), sau până la un anumit moment de la care certificatul se mișcă ca un dorn plutitor (mandrin ținut parțial). Fiecare dintre aceste metode poate fi utilizată în producția de țevi cu un anumit diametru. Astfel, pentru țevile cu diametru mic, metoda principală este rularea pe un dorn plutitor, cu diametrul mediu (până la 200 mm) - pe un dorn parțial ținut și mare (până la 340 mm sau mai mult) - pe un dorn susținut.
Folosirea dornurilor pe mori continue care se deplasează cu o viteză controlată (reținută, parțial ținută) în locul celor plutitoare asigură o extindere semnificativă a gamei, o creștere a lungimii țevilor și o creștere a preciziei acestora. Anumite soluții de proiectare prezintă interes; de exemplu, utilizarea unei tije de moară de perforare ca dorn parțial susținut al unei mori continue (TPA 27-127, Franța), introducerea dornului în afara mașinii în manșon (TPA 33-194, Japonia).
Noile unități sunt echipate cu mori moderne de reducere și dimensionare, iar cel mai adesea se utilizează una dintre aceste mori. Mesele de răcire sunt proiectate pentru a primi conductele după reducere fără tăiere prealabilă.
Evaluarea modernului starea generala automatizarea morilor de țevi, pot fi remarcate următoarele caracteristici.
Operațiunile de transport asociate cu deplasarea produselor laminate și a sculelor în întreaga unitate sunt automatizate destul de complet folosind dispozitive de automatizare locale tradiționale (în mare parte fără contact). Pe baza unor astfel de dispozitive a devenit posibilă introducerea unor unități performante cu procese tehnologice continue și discret-continue.
De fapt, procesele tehnologice și chiar operațiunile individuale la morile de țevi nu sunt în mod clar suficient de automatizate și în această parte nivelul lor de automatizare este vizibil inferior celui atins, de exemplu, în domeniul morilor de tablă continuă. Dacă utilizarea calculatoarelor de control (CCM) pentru morile de tablă a devenit practic o normă larg recunoscută, atunci pentru morile de țevi exemplele sunt încă rare în Rusia, deși în străinătate dezvoltarea și implementarea sistemelor automate de control al proceselor și a sistemelor de control automate au devenit acum normă. Între timp, într-o serie de mori de țevi din țara noastră există în principal exemple de implementare industrială a subsistemelor individuale de control automat al proceselor cu ajutorul dispozitivelor specializate realizate cu ajutorul logicii semiconductoare și a elementelor informatice.
Această condiție se datorează în principal două circumstanțe. Pe de o parte, până de curând, cerințele de calitate și, mai ales, de stabilitate dimensională a țevilor, au fost satisfăcute prin mijloace relativ simple (în special, proiectarea rațională a echipamentelor morii). Aceste condiții nu au stimulat dezvoltări mai avansate și, firește, mai complexe, de exemplu, folosind calculatoare relativ scumpe și nu întotdeauna suficient de fiabile. Pe de altă parte, utilizarea echipamentelor tehnice de automatizare speciale non-standard s-a dovedit a fi posibilă doar pentru sarcini mai simple și mai puțin eficiente, care au necesitat timp și bani semnificativi pentru dezvoltare și producție, ceea ce nu a contribuit la progresul în domeniul luat în considerare. .
Cu toate acestea, cerințele moderne în creștere pentru producția de țevi, inclusiv calitatea țevilor, nu pot fi satisfăcute de soluțiile tradiționale. Mai mult, așa cum arată practica, o parte semnificativă a efortului de a îndeplini aceste cerințe revine automatizării, iar în prezent este necesară schimbarea automată a acestor moduri în timpul procesului de laminare a țevilor.
Progresele moderne în domeniul controlului acționărilor electrice și al diferitelor mijloace tehnice de automatizare, în primul rând în domeniul mini-calculatoarelor și al tehnologiei microprocesoarelor, fac posibilă îmbunătățirea radicală a automatizării morilor și unităților de țevi și depășirea diferitelor producții și economie. limitări.
Utilizarea mijloacelor tehnice moderne de automatizare presupune o creștere simultană a cerințelor pentru corectitudinea stabilirii problemelor și alegerea modalităților de rezolvare a acestora și, în special, pentru alegerea celor mai eficiente modalități de a influența procesele tehnologice problema poate fi facilitată de o analiză a celor mai eficiente soluții tehnice existente pentru automatizarea morilor de țevi.
Studiile unităților de laminare continuă a țevilor ca obiecte de automatizare arată că există rezerve semnificative pentru creșterea în continuare a indicatorilor lor tehnico-economici prin automatizarea procesului tehnologic de laminare a țevilor pe aceste unități.
La rularea într-o moară continuă pe un dorn lung plutitor, se induce și o diferență longitudinală de grosime la capăt. Grosimea peretelui capetelor posterioare ale țevilor brute este cu 0,2-0,3 mm mai mare decât mijlocul. Lungimea capătului posterior cu un perete îngroșat este egală cu 2-3 spații intercelulare. Îngroșarea peretelui este însoțită de o creștere a diametrului în zona situată la un spațiu inter-stand de la capătul din spate al țevii. Din cauza condițiilor tranzitorii, grosimea peretelui capetelor frontale este cu 0,05-0,1 mm mai mică decât la mijloc La rulare cu tensiune, pereții capetelor frontale ale țevilor se îngroașă. Diferența longitudinală în grosimea țevilor brute este păstrată în timpul reducerii ulterioare și duce la o creștere a lungimii capetelor îngroșate din spate ale țevilor finite care sunt tăiate.
La rularea în morile de întindere de reducere, pereții capetelor țevilor devin mai groși din cauza scăderii tensiunii în comparație cu starea de echilibru, care apare numai atunci când sunt umplute 3-4 suporturi de freza. Capetele conductelor cu un perete îngroșat peste toleranță sunt tăiate, iar deșeurile metalice asociate reprezintă ponderea principală din coeficientul total de consum al unității.
Natura generală a variației longitudinale a grosimii peretelui țevii după o moară continuă este aproape complet transferată la țevile finite. Acest lucru este confirmat de rezultatele țevilor de laminare cu dimensiuni de 109 x 4,07 - 60 mm sub cinci moduri de tensiune pe moara de reducere a instalației YuTZ 30-102. În timpul experimentului, la fiecare mod de viteză, au fost selectate 10 țevi, ale căror secțiuni de capăt au fost tăiate în 10 bucăți de 250 mm lungime, iar trei țevi au fost tăiate de la mijloc, situate la o distanță de 10, 20 și 30 m de în față. După măsurarea grosimii peretelui pe dispozitiv, descifrarea diagramelor diferențelor de perete și media datelor, dependențele grafice au fost construite și prezentate în Fig. 54.
Astfel, componentele remarcate ale diferenței totale de grosime a țevilor au un impact semnificativ asupra indicatorilor tehnici și economici ai funcționării unităților continue, sunt asociate cu caracteristicile fizice ale proceselor de laminare în mori continue și de reducere și pot fi eliminate sau semnificativ. redus numai prin sisteme automate speciale care modifică setarea morii în timpul procesului de laminare a conductei. Natura naturală a acestor componente ale grosimii peretelui permite utilizarea unui principiu de control software la baza unor astfel de sisteme.
Există și alte soluții tehnice cunoscute la problema reducerii deșeurilor finale în timpul reducerii, folosind sisteme de control automate pentru procesul de laminare a țevilor într-o moară de reducere cu antrenări individuale ale suportului (brevete germane nr. 1602181 și UK 1274698). Prin modificarea vitezei rolelor la rularea capetele din față și din spate ale țevilor, se creează forțe suplimentare de tensiune, ceea ce duce la o scădere a diferenței de grosime longitudinală finală. Există informații că astfel de sisteme software de corectare a vitezei pentru principalele acționări ale morii de reducere funcționează pe șapte unități străine de laminare a țevilor, inclusiv două unități cu mori continue în Mülheim (Germania). Unitățile au fost furnizate de Mannesmann (Germania).
Cea de-a doua unitate a fost lansată în 1972 și include o moară de reducere cu 28 de standuri cu acționări individuale, echipată cu un sistem de corectare a vitezei. Modificările vitezei în timpul trecerii capetelor țevii sunt efectuate în primele zece standuri în trepte, ca aditivi la valoarea vitezei de funcționare. Modificarea maximă a vitezei are loc pe standul nr. 1, cea minimă - pe standul nr. 10. Releele foto sunt utilizate ca senzori de poziție pentru capetele conductei din moara, dând comenzi de schimbare a vitezei. În conformitate cu schema de corecție a vitezei adoptată, unitățile individuale ale primelor zece standuri sunt alimentate folosind un circuit reversibil anti-paralel, iar standurile ulterioare sunt alimentate folosind un circuit nereversibil. Se remarcă faptul că ajustarea vitezelor de antrenare a morii de reducere face posibilă creșterea randamentului unității cu 2,5% cu un program de producție mixt. Odată cu creșterea gradului de reducere a diametrului, acest efect crește.
Există informații similare despre echiparea unei fabrici de reducere a standurilor cu douăzeci și opt din Spania cu un sistem de corectare a vitezei. Schimbările de viteză se efectuează în primele 12 standuri. În acest sens, sunt furnizate și diverse scheme de alimentare cu energie a unității.
Trebuie remarcat faptul că echiparea morilor de reducere ca parte a unităților de laminare continuă a țevilor cu un sistem de corecție a vitezei nu rezolvă complet problema reducerii deșeurilor la capăt în timpul reducerii. Eficiența unor astfel de sisteme ar trebui să scadă odată cu scăderea gradului de reducere a diametrului.
Sistemele programabile de control al proceselor sunt cele mai ușor de implementat și oferă un efect economic deosebit. Cu toate acestea, cu ajutorul lor, este posibilă creșterea preciziei dimensiunilor țevii numai prin reducerea uneia dintre cele trei componente ale sale - diferența longitudinală a grosimii peretelui. După cum arată studiile, ponderea principală în răspândirea globală a grosimilor pereților țevilor finite (aproximativ 50%) revine grosimii peretelui transversal. Fluctuațiile grosimilor medii ale pereților conductelor în loturi reprezintă aproximativ 20% din răspândirea totală.
În prezent, reducerea diferenței de grosime transversală este posibilă doar prin îmbunătățirea procesului tehnologic de laminare a țevilor pe morile care fac parte din unitate. Nu se cunosc exemple de utilizare a sistemelor automate în aceste scopuri.
Stabilizarea grosimilor medii a pereților țevilor în loturi este posibilă atât prin îmbunătățirea tehnologiei de laminare, proiectarea standurilor și acționarea electrică, cât și prin sistemele automate de control al procesului. Reducerea răspândirii grosimilor pereților țevii într-un lot poate crește semnificativ productivitatea unităților și poate reduce consumul de metal datorită rulării în limitele toleranțelor minus.
Spre deosebire de sistemele software, sistemele concepute pentru a stabiliza grosimi medii ale peretelui conductelor trebuie să includă senzori pentru monitorizarea dimensiunilor geometrice ale conductelor.
Sunt cunoscute propuneri tehnice pentru echiparea morilor de reducere cu sisteme de stabilizare automată a grosimii peretelui conductei. Structura sistemelor nu depinde de tipul de unitate care conține moara de reducere.
Un set de sisteme de control pentru procesul de laminare a țevilor în mori continue și de reducere, concepute pentru a reduce risipa de capăt în timpul reducerii și pentru a crește precizia țevilor prin reducerea variației longitudinale a grosimii și a răspândirii grosimilor medii a pereților, formează controlul automat al procesului. sistemul unității.
Utilizarea computerelor pentru controlul producției și automatizarea procesului tehnologic de laminare a țevilor a fost implementată pentru prima dată pe o unitate de laminare continuă a țevilor 26-114 din Mülheim.
Unitatea este proiectată pentru rularea țevilor cu un diametru de 26-114 mm și o grosime a peretelui de 2,6-12,5 mm. Unitatea include un cuptor cu inele, două mori de perforare, o moară continuă cu 9 standuri și o moară de reducere cu 24 de standuri cu acționare individuală de la motoare de 200 kW.
A doua unitate cu o moară continuă din Mülheim, lansată în 1972, este echipată cu un computer mai puternic, căruia îi sunt atribuite funcții mai largi. Unitatea este proiectată pentru laminarea țevilor cu un diametru de până la 139 mm, o grosime a peretelui de până la 20 mm și constă dintr-o moară de perforare, o moară continuă cu opt stații și o moară de reducere cu douăzeci și opt de picioare cu o antrenare individuală. .
O unitate de rulare continuă a țevilor din Marea Britanie, lansată în 1969, este, de asemenea, echipată cu un computer, care este folosit pentru a planifica încărcătura unității și ca sistem informatic monitorizează continuu parametrii laminatului și sculei. Controlul calității țevilor și țaglelor, precum și acuratețea setărilor morii, se efectuează în toate etapele procesului tehnologic. Informațiile de la fiecare moară sunt trimise la un computer pentru procesare, iar apoi trimise la mori pentru management operațional.
Într-un cuvânt, multe țări încearcă să rezolve problema automatizării proceselor de laminare, inclusiv. si ale noastre. Pentru a dezvolta un model matematic pentru controlul morilor continue, este necesar să se cunoască influența parametrilor tehnologici specificați asupra preciziei țevilor finite, pentru aceasta este necesar să se ia în considerare caracteristicile laminarii continue.
Particularitatea reducerii țevilor cu tensiune este mai mare calitate superioară produse ca urmare a formării unor diferențe mai mici de secțiune transversală în grosime, în contrast cu rularea fără tensiune, precum și posibilitatea de a produce țevi de diametre mici. Cu toate acestea, în timpul rulării pieselor, se observă o diferență longitudinală crescută în grosimea peretelui la capetele țevilor. Capetele îngroșate în timpul reducerii tensiunii se formează datorită faptului că capetele din față și din spate ale țevii nu sunt complet expuse la tensiune la trecerea prin moară.
Tensiunea este caracterizată de mărimea tensiunii de întindere în conductă (x). Cea mai completă caracteristică este coeficientul de tensiune plastică, care reprezintă raportul dintre efortul de tracțiune longitudinală a țevii și rezistența la deformare a metalului din cușcă.
În mod obișnuit, moara de reducere este reglată astfel încât coeficientul de tensiune plastică din standurile din mijloc să fie distribuit uniform. În primul și ultimul stand, tensiunea crește și scade.
Pentru a intensifica procesul de reducere și a obține țevi cu pereți subțiri, este important să se cunoască tensiunea maximă care poate fi creată în moara de reducere. Valoarea maximă a coeficientului de tensiune plastică în moara (z max) este limitată de doi factori: capacitatea de tragere a rolelor și condițiile de rupere a țevii în moara. În urma cercetărilor, s-a stabilit că atunci când compresia totală a țevii în moara este de până la 50-55%, valoarea lui z max este limitată de capacitatea de tragere a rolelor.
Atelierul T-3, împreună cu EF VNIPI Tyazhpromelektroproekt și întreprinderea ASK, au creat baza sistemului automat de control al procesului pe unitatea TPA-80. În prezent funcționează următoarele componente ale acestui sistem: UZN-N, UZN-R, linie de comunicație ETHERNET, toate stațiile de lucru.
3.2 Calculul mesei rulante
Principiul de bază al construcției unui proces tehnologic în instalațiile moderne este producerea țevilor cu un diametru constant pe o moară continuă, ceea ce permite utilizarea unei piese de prelucrat și a unui manșon de diametru constant. Obtinerea tevilor cu diametrul necesar se asigura prin reducere. Acest sistem de operare facilitează și simplifică foarte mult configurarea morilor, reduce numărul de scule și, cel mai important, vă permite să mențineți o productivitate ridicată a întregii unități chiar și atunci când rulați țevi cu un diametru minim (după reducere).
Calculăm masa de rulare în funcție de progresul de rulare conform metodei descrise în. Diametrul exterior al conductei după reducere este determinat de dimensiunile ultimei perechi de role.
D p 3 =(1.010..1.015) * D o =1.01 * 33.7=34 mm
unde D p este diametrul țevii finite după moara de reducere.
Grosimea peretelui după morile continue și de reducere trebuie să fie egală cu grosimea peretelui țevii finite, de exemplu. S n =Sp=S o =3,2 mm.
Deoarece o țeavă de același diametru iese după o moară continuă, acceptăm D n = 94 mm. La morile continue, calibrarea rolelor asigură că la ultimele perechi de role diametrul interior al țevii este cu 1-2 mm mai mare decât diametrul dornului, astfel încât diametrul dornului va fi egal cu:
N =d n -(1..2)=D n -2S n -2=94-2*3,2-2=85,6 mm.
Considerăm că diametrul dornurilor este de 85 mm.
Diametrul interior al manșonului trebuie să asigure introducerea liberă a dornului și este luat cu 5-10 mm mai mare decât diametrul dornului
d g = n +(5..10)=85+10=95 mm.
Luăm peretele căptușelii:
S g =S n +(11..14)=3,2+11,8=15 mm.
Diametrul exterior al căptușelilor este determinat pe baza mărimii diametrului interior și a grosimii peretelui:
D g =d g +2S g =95+2*15=125 mm.
Diametrul piesei utilizate este D z = 120 mm.
Diametrul dornului morii de perforare este selectat luând în considerare cantitatea de laminare, adică ridicarea diametrului interior al căptușelii, variind de la 3% la 7% din diametrul interior:
P =(0,92...0,97)d g =0,93*95=88 mm.
Coeficienții de tragere pentru morile de perforare, continue și de reducere sunt determinați prin formulele:
,
Factorul general de alungire este:
În mod similar a fost calculată masa de rulare pentru țevi de 48,3×4,0 mm și 60,3×5,0 mm.
Masa rulanta este prezentata in tabel. 3.1.
Tabelul 3.1 - Masa rulanta TPA-80
| Dimensiunea țevilor finite, mm | Diametrul piesei de prelucrat, mm | Moara de piercing | Moara continua | Moara de reducere | Raportul general de tiraj | ||||||||||
| O.D | Grosimea peretelui | Mărimea mânecii, mm | Diametrul dornului, mm | Raportul de extragere | Dimensiuni tevi, mm | Diametrul dornului, mm | Raportul de extragere | Dimensiunea conductei, mm | Număr de standuri | Raportul de extragere | |||||
| Diametru | Grosimea peretelui | Diametru | Grosimea peretelui | Diametru | Grosimea peretelui | ||||||||||
| 33,7 | 3,2 | 120 | 125 | 15 | 88 | 2,20 | 94 | 3,2 | 85 | 5,68 | 34 | 3,2 | 24 | 2,9 | 36,24 |
| 48,3 | 4,0 | 120 | 125 | 15 | 86 | 2,2 | 94 | 4,0 | 84 | 4,54 | 48,6 | 4,5 | 16 | 1,94 | 19,38 |
| 60,3 | 5,0 | 120 | 125 | 18 | 83 | 1,89 | 94 | 5,0 | 82 | 4,46 | 61,2 | 5,0 | 12 | 1,52 | 12,81 |
3.3 Calculul etalonării rolelor morii reducătoare
Calibrarea rolei este importantă parte integrantă calculul modului de funcţionare al morii. Determină în mare măsură calitatea țevilor, durata de viață a sculei, distribuția sarcinii în standurile de lucru și antrenament.
Calculul calibrării rolei include:
a) distribuția deformațiilor parțiale în standurile morii și calculul diametrelor medii ale gabariturilor;
b) determinarea dimensiunilor calibrelor de ruliu.
3.3.1 Distribuția deformațiilor parțiale
După natura modificărilor în anumite deformări, suporturile morii de reducere pot fi împărțite în trei grupe: suportul de cap de la începutul morii, în care reducerea crește intens pe măsură ce laminarea progresează; o grupă de gabarit (la capătul morii), în care deformațiile sunt reduse la o valoare minimă, și un grup de standuri între ele (la mijloc), în care deformațiile parțiale sunt maxime sau apropiate de ele.
La rularea țevilor sub tensiune, valorile deformațiilor parțiale sunt luate în funcție de starea de stabilitate a profilului țevii la o valoare a tensiunii plastice care asigură producerea unei țevi de o dimensiune dată.
Coeficientul tensiunii plastice totale poate fi determinat prin formula:
,
unde sunt deformațiile axiale și tangențiale luate în formă logaritmică; Valoarea T determinată în cazul unui gabarit cu trei role folosind formula
T= 
,
unde (S/D) cp este raportul mediu dintre grosimea peretelui și diametrul în timpul perioadei de deformare a conductei în moara; k-coeficient ținând cont de modificarea gradului de grosime a țevii.
,
,
unde m este valoarea deformarii totale a conductei de-a lungul diametrului acesteia.
.
,
.
Valoarea reducerii parțiale critice la un astfel de coeficient de tensiune plastică, conform , poate ajunge la 6% în al doilea stand, 7,5% în al treilea stand și 10% în al patrulea stand. În prima cușcă se recomandă să luați în interval de 2,5-3%. Cu toate acestea, pentru a asigura o prindere stabilă, cantitatea de compresie este de obicei redusă.
În standurile de prefinisare și finisare ale morii se reduce și reducerea, dar pentru a reduce sarcina pe role și a crește precizia țevilor finite. În ultimul stand al grupului de calibrare se ia compresia egală cu zero, penultima este de până la 0,2 din compresia din ultimul stand al grupului mijlociu.
ÎN grupa mijlocie standurile practică distribuția uniformă și neuniformă a deformațiilor parțiale. Cu o distribuție uniformă a compresiei în toate arboretele din acest grup, se presupune că acestea sunt constante. Distribuția neuniformă a deformațiilor parțiale poate avea mai multe opțiuni și poate fi caracterizată prin următoarele modele:
compresia în grupul de mijloc este redusă proporțional de la primele standuri la ultima - modul de cădere;
în primele standuri ale grupului de mijloc, deformațiile parțiale sunt reduse, iar restul sunt lăsate constante;
compresia în grupul mijlociu este mai întâi crescută și apoi scăzută;
în primele standuri ale grupului de mijloc, deformările parțiale sunt lăsate constante, iar în rest sunt reduse.
Odată cu scăderea condițiilor de deformare în grupul mijlociu de standuri, diferențele de putere de rulare și de sarcină pe unitate, cauzate de creșterea rezistenței la deformare a metalului pe măsură ce are loc laminarea, scad datorită scăderii temperaturii acestuia și creșterii rata de deformare. Se crede că reducerea reducerii la capătul morii îmbunătățește și calitatea suprafeței exterioare a țevilor și reduce diferența de grosime transversală.
Atunci când se calculează calibrarea rolului, presupunem o distribuție uniformă a compresiei.
Valorile deformațiilor particulare pentru standurile de moara sunt prezentate în Fig. 3.1.
Distribuția compresiei
Pe baza valorilor acceptate ale deformațiilor parțiale, diametrele medii ale calibrelor pot fi calculate folosind formula
.
Pentru primul suport de moara (i=1) d i -1 =D 0 =94 mm, atunci
mm.
Diametrele medii ale calibrului calculate folosind această formulă sunt date în Anexa 1.
3.3.2 Determinarea dimensiunilor gabaritului rolei
Forma canelurilor morilor cu trei role este prezentată în Fig. 3.2.
Un ecartament oval se obține conturându-l cu o rază r cu centrul deplasat față de axa de rulare cu o valoare a excentricității e.
Forma de calibru
Valorile razelor și excentricității calibrelor sunt determinate de lățimea și înălțimea calibrelor folosind formulele:
Pentru a determina dimensiunile unui calibru, este necesar să cunoașteți valorile semi-axelor sale a și b, iar pentru a le determina, valoarea ovalității calibrului
Pentru a determina ovalitatea unui calibru, puteți folosi formula:
Exponentul de putere q caracterizează cantitatea posibilă de lărgire a calibrului. La reducerea în standuri cu trei role, se ia q=1,2.
Valorile semiaxelor de calibre sunt determinate de dependențe:
unde f este un factor de corecție care poate fi calculat folosind formula aproximativă
Să calculăm dimensiunile gabaritului folosind formulele de mai sus pentru primul stand.
Pentru standurile rămase, calculul se efectuează într-un mod similar.
În prezent, rotirea rulourilor se efectuează după instalarea rolelor în cușca de lucru. Alezarea se efectuează pe mașini speciale cu un tăietor rotund. Modelul de foraj este prezentat în Fig. 3.3.
Orez. 3.3 - Model de foraj de calibru
Pentru a obține un gabarit cu valorile date de a și b, este necesar să se determine diametrul frezei D f și deplasarea acestuia față de planul axelor de ruliu (parametrul X). D f și X sunt determinate de următoarele formule precise din punct de vedere matematic:
Pentru morile cu trei role, unghiul a este de 60° Di este diametrul ideal al rolei, Di = 330 mm.
Valorile calculate folosind formulele de mai sus sunt rezumate în tabel. 3.2.
Tabel 3.2 - Calibrarea rolei
| Numărul cuștii | d, mm | m,% | a, mm | b, mm | r, mm | e, mm | D f, mm | X, mm |
| 1 | 91,17 | 2,0 | 45,60 | 45,50 | 45,80 | 0,37 | 91,50 | 8,11 |
| 2 | 87,07 | 4,5 | 43,60 | 43,40 | 43,80 | 0,35 | 87,40 | 8,00 |
| 3 | 82,71 | 5,0 | 41,40 | 41,20 | 41,60 | 0,33 | 83,00 | 7,87 |
| 4 | 78,58 | 5,0 | 39,30 | 39,20 | 39,50 | 0,32 | 78,80 | 7,73 |
| 5 | 74,65 | 5,0 | 37,40 | 37,20 | 37,50 | 0,3 | 74,90 | 7,59 |
| 6 | 70,92 | 5,0 | 35,50 | 35,40 | 35,70 | 0,28 | 71,20 | 7,45 |
| 7 | 67,37 | 5,0 | 33,70 | 33,60 | 33,90 | 0,27 | 67,60 | 7,32 |
| 8 | 64,00 | 5,0 | 32,00 | 31,90 | 32,20 | 0,26 | 64,20 | 7,18 |
| 9 | 60,80 | 5,0 | 30,40 | 30,30 | 30,60 | 0,24 | 61,00 | 7,04 |
| 10 | 57,76 | 5,0 | 28,90 | 28,80 | 29,00 | 0,23 | 58,00 | 6,90 |
| 11 | 54,87 | 5,0 | 27,50 | 27,40 | 27,60 | 0,22 | 55,10 | 6,76 |
| 12 | 52,13 | 5,0 | 26,10 | 26,00 | 26,20 | 0,21 | 52,30 | 6,62 |
| 13 | 49,52 | 5,0 | 24,80 | 24,70 | 24,90 | 0,2 | 49,70 | 6,48 |
| 14 | 47,05 | 5,0 | 23,60 | 23,50 | 23,70 | 0,19 | 47,20 | 6,35 |
| 15 | 44,70 | 5,0 | 22,40 | 22,30 | 22,50 | 0,18 | 44,80 | 6,21 |
| 16 | 42,46 | 5,0, | 21,30 | 21,20 | 21,30 | 0,17 | 42,60 | 6,08 |
| 17 | 40,34 | 5,0 | 20,20 | 20,10 | 20,30 | 0,16 | 40,50 | 5,94 |
| 18 | 38,32 | 5,0 | 19,20 | 19,10 | 19,30 | 0,15 | 38,50 | 5,81 |
| 19 | 36,40 | 5,0 | 18,20 | 18,10 | 18,30 | 0,15 | 36,50 | 5,69 |
| 20 | 34,77 | 4,5 | 17,40 | 17,30 | 17,50 | 0,14 | 34,90 | 5,57 |
| 21 | 34,07 | 2 | 17,10 | 17,00 | 17,10 | 0,14 | 34,20 | 5,52 |
| 22 | 34,07 | 0 | 17,10 | 17,00 | 17,10 | 0,14 | 34,20 | 5,52 |
| 23 | 34,00 | 0 | 17,00 | 17,00 | 17,00 | 0 | 34,10 | 5,52 |
| 24 | 34,00 | 0 | 17,00 | 17,00 | 17,00 | 0 | 34,10 | 5,52 |
3.4 Calculul vitezei
Calculul regimului de turație al funcționării morii constă în determinarea numerelor de rotație ale rolelor și a turațiilor motorului pe baza acestora.
La rularea țevilor sub tensiune, magnitudinea tensiunii plastice are o mare influență asupra modificării grosimii peretelui. În acest sens, în primul rând, este necesar să se determine coeficientul de tensiune plastică totală pe moara - z total, care ar asigura producerea peretelui necesar. Calculul ztot este dat în paragraful 3.3.
,
unde este coeficientul luând în considerare influența zonelor de deformare fără contact:
;
l i – lungimea arcului de prindere:
;
– unghi de prindere:
;
f – coeficientul de frecare, se ia f=0,5; a este numărul de role din stand, a=3.
În primul stand de lucru z z1 =0. În standurile ulterioare, puteți lua z p i -1 = z z i.
,
;
;
.
Înlocuind datele pentru primul stand în formulele de mai sus, obținem:
mm;
;
;
;
; ;
mm.
După ce au efectuat calcule similare pentru al doilea stand, am obținut următoarele rezultate: z p2 = 0,42, S 2 = 3,251 mm, z p 3 = 0,426, S 3 = 3,252 mm, z p 4 = 0,446, S 4 = 3,258 mm. În acest moment, încetăm să calculăm z p i folosind metoda de mai sus, deoarece condiția z p2 >z total este îndeplinită.
Din starea de alunecare completă, determinăm tensiunea maximă posibilă z z în ultimul stand de deformare, adică. z z21. În acest caz, presupunem că z p21 =0.
.
mm;
;
;
Grosimea peretelui din fața celui de-al 21-lea stand, i.e. S20 poate fi determinat prin formula:
.
;
; ;
mm.
După ce am efectuat calcule similare pentru al 20-lea stand, am obținut următoarele rezultate: z z20 = 0,357, S 19 = 3,178 mm, z z 19 = 0,396, S 18 = 3,168 mm, z z 18 = 0,416, S 17 = 3,15 mm 17 = 0,441, S 16 = 3,151 mm. În acest moment încetăm să calculăm z p i, deoarece condiția z z14 >z total este îndeplinită.
Valorile calculate ale grosimii peretelui pentru standurile de moară sunt date în tabel. 2.20.
Pentru a determina numerele de rotație ale rolelor, este necesar să se cunoască diametrele de rulare ale rolelor. Pentru a determina diametrele de rulare, puteți utiliza formulele date în:
, (2)
unde D în i este diametrul rolei din partea de sus;
.
Dacă 
, atunci diametrul de rulare al rolelor trebuie calculat folosind ecuația (1), dacă această condiție nu este îndeplinită, atunci trebuie utilizat (2);
Valoarea caracterizează poziția liniei neutre în cazul în care se consideră că este paralelă (în plan) cu axa de rulare. Din starea de echilibru a forțelor în zona de deformare pentru o astfel de aranjare a zonelor de alunecare
,
După setarea vitezei de rulare de intrare Vin = 1,0 m/s, am calculat numărul de rotații ale rolelor primului stand
rpm
Revoluțiile din standurile rămase au fost găsite folosind formula:
.
Rezultatele calculării limitei de viteză sunt prezentate în Tabelul 3.3.
Tabel 3.3 - Rezultatele calculării limitei de viteză
| Numărul cuștii | S, mm | Dcat, mm | n, rpm |
| 1 | 3,223 | 228,26 | 84,824 |
| 2 | 3,251 | 246,184 | 92,917 |
| 3 | 3,252 | 243,973 | 99,446 |
| 4 | 3,258 | 251,308 | 103,482 |
| 5 | 3,255 | 256,536 | 106,61 |
| 6 | 3,255 | 256,832 | 112,618 |
| 7 | 3,255 | 260,901 | 117,272 |
| 8 | 3,255 | 264,804 | 122,283 |
| 9 | 3,254 | 268,486 | 127,671 |
| 10 | 3,254 | 272,004 | 133,378 |
| 11 | 3,254 | 275,339 | 139,48 |
| 12 | 3,253 | 278,504 | 146,046 |
| 13 | 3,253 | 281,536 | 153,015 |
| 14 | 3,252 | 284,382 | 160,487 |
| 15 | 3,252 | 287,105 | 168,405 |
| 16 | 3,251 | 289,69 | 176,93 |
| 17 | 3,250 | 292,131 | 185,998 |
| 18 | 3,250 | 292,049 | 197,469 |
| 19 | 3,192 | 293,011 | 204,24 |
| 20 | 3,193 | 292,912 | 207,322 |
| 21 | 3,21 | 292,36 | 208,121 |
| 22 | 3,15 | 292,36 | 209 |
| 23 | 3,22 | 292,36 | 209 |
| 24 | 3,228 | 292,36 | 209 |
Conform Tabelului 3.3. a fost construit un grafic al modificărilor vitezei de rotație a rolei (Fig. 3.4.).
Viteza de rulare
3.5 Parametrii puterii de rulare
O caracteristică distinctivă a procesului de reducere în comparație cu alte tipuri de laminare longitudinală este prezența unor tensiuni semnificative între standuri. Prezența tensiunii are un impact semnificativ asupra parametrilor de putere ai laminarii - presiunea metalului asupra rolelor și momentele de rulare.
Forța metalică asupra rolului P este suma geometrică a componentelor verticale P în și orizontale P g:
Componenta verticală a forței metalice asupra rolelor este determinată de formula:
,
unde p este presiunea medie specifică a metalului pe rolă; l este lungimea zonei de deformare; d – diametrul calibrului; a este numărul de role din stand.
Componenta orizontală P g este egală cu diferența dintre forțele tensiunilor din față și din spate:
unde z p, z z – coeficienții tensiunii plastice din față și din spate; F p, F z - aria secțiunii transversale a capetelor din față și din spate ale țevii; s S – rezistența la deformare.
Pentru a determina presiuni specifice medii, se recomandă utilizarea formulei V.P. Anisiforova:
.
Cuplul de rulare (total pe stand) este determinat de formula:
.
Rezistența la deformare este determinată de formula:
,
unde T – temperatura de rulare, °C; Н – intensitatea ratelor de deformare prin forfecare, 1/s; e – compresie relativă; K 1 , K 2 , K 3 , K 4 , K 5 – coeficienți empirici, pentru oțelul 10: K 1 =0,885, K 2 =7,79, K 3 =0,134, K 4 =0,164, K 5 =(–2 ,8 ).
Intensitatea ratelor de deformare este determinată de formulă
unde L este gradul de deformare prin forfecare:
t – timpul de deformare:
Viteza unghiulară a ruliului se găsește prin formula:
,
Puterea se găsește prin formula:
În tabel 3.4. Sunt prezentate rezultatele calculării parametrilor forței de rulare folosind formulele de mai sus.
Tabel 3.4 - Parametrii puterii de rulare
| Numărul cuștii | s S, MPa | p, kN/m2 | P, kN | M,kNm | N, kW |
| 1 | 116,78 | 10,27 | 16,95 | -1,91 | -16,93 |
| 2 | 154,39 | 9,07 | 25,19 | 2,39 | 23,31 |
| 3 | 162,94 | 9,1 | 21,55 | 2,95 | 30,75 |
| 4 | 169,48 | 9,69 | 22,70 | 3,53 | 38,27 |
| 5 | 167,92 | 9,77 | 20,06 | 2,99 | 33,37 |
| 6 | 169,48 | 9,84 | 19,06 | 3,35 | 39,54 |
| 7 | 171,12 | 10,47 | 18,79 | 3,51 | 43,11 |
| 8 | 173,01 | 11,15 | 18,59 | 3,68 | 47,23 |
| 9 | 175,05 | 11,89 | 18,39 | 3,86 | 51,58 |
| 10 | 176,70 | 12,64 | 18,13 | 4,02 | 56,08 |
| 11 | 178,62 | 13,47 | 17,90 | 4,18 | 61,04 |
| 12 | 180,83 | 14,36 | 17,71 | 4,35 | 66,51 |
| 13 | 182,69 | 15,29 | 17,48 | 4,51 | 72,32 |
| 14 | 184,91 | 16,31 | 17,26 | 4,67 | 78,54 |
| 15 | 186,77 | 17,36 | 16,83 | 4,77 | 84,14 |
| 16 | 189,19 | 18,53 | 16,65 | 4,94 | 91,57 |
| 17 | 191,31 | 19,75 | 16,59 | 5,14 | 100,16 |
| 18 | 193,57 | 22,04 | 18,61 | 6,46 | 133,68 |
| 19 | 194,32 | 26,13 | 15,56 | 4,27 | 91,34 |
| 20 | 161,13 | 24,09 | 11,22 | 2,55 | 55,41 |
| 21 | 134,59 | 22,69 | 8,16 | 1,18 | 33,06 |
| 22 | 175,14 | 15,45 | 7,43 | 0,87 | 25,42 |
| 23 | 180,00 | - | - | - | - |
| 24 | 180,00 | - | - | - | - |
Conform tabelului. 3.4, sunt reprezentate grafice ale modificărilor parametrilor de putere ai laminarii de-a lungul standurilor morii (Fig. 3.5., 3.6., 3.7.).
Modificarea presiunii specifice medii
Schimbarea forței metalice pe rolă
Schimbarea momentului de rulare
3.6 Studiul influenței modurilor de reducere a vitezei tranzitorii asupra valorii diferenței longitudinale de grosime a peretelui secțiunilor de capăt ale țevilor finite
3.6.1 Descrierea algoritmului de calcul
Studiul a fost realizat pentru a obține date privind influența modurilor de reducere a vitezei tranzitorii asupra valorii diferenței longitudinale în secțiunile de capăt ale țevilor finite.
Determinarea coeficientului de tensiune interstand pe baza rotațiilor cunoscute ale rolei, i.e. dependența Zn i =f(n i /n i -1) a fost realizată folosind metoda de rezolvare a așa-numitei probleme inverse propusă de G.I. Gulyaev, pentru a obține dependența grosimii peretelui de rotațiile rolei.
Esența tehnicii este următoarea.
Procesul constant de reducere a conductei poate fi descris printr-un sistem de ecuații care reflectă respectarea legii constantei volumelor secunde și echilibrul forțelor în zona de deformare:
(3.1.)
La rândul său, după cum se știe,
Dcat i =j(Zз i, Zп i, А i),
m i =y(Zз i, Zп i, B i),
unde A i și B i sunt valori independente de tensiune, n i este numărul de rotații în i-a suport, i este coeficientul de tragere în i-a stand, Dcat i este diametrul de rulare al rolei în standul i, Zп i , Zз i - coeficienții tensiunii plastice din față și din spate.
Avand in vedere ca Zз i = Zп i -1 sistemul de ecuatii (3.1.) se poate scrie in forma generala astfel:
(3.2.)
Rezolvăm sistemul de ecuații (3.2.) în raport cu coeficienții de tensiune plastică din față și din spate prin metoda aproximărilor succesive.
Luând Zп1=0, se stabilește valoarea lui Zп1 și din prima ecuație a sistemului (3.2.) determinăm Zп 2 folosind metoda iterației, apoi din a doua ecuație - Zп 3 etc. Având în vedere valoarea lui Zп 1, putem găsi o soluție în care Zп n = 0 .
Cunoscând coeficienții tensiunii plastice din față și din spate, determinăm grosimea peretelui după fiecare stand folosind formula:
(3.3.)
unde A este coeficientul determinat de formula:
;
;
z i – coeficientul mediu (echivalent) al tensiunii plastice
.
3.6.2 Rezultatele studiului
Folosind rezultatele calculelor de calibrare a sculei (secțiunea 3.3.) și ajustării vitezei morii (viteze de rotație a rolei) în timpul unui proces de reducere constantă (secțiunea 3.4.) în mediul software MathCAD 2001 Professional, am rezolvat sistemul (3.2.) și expresia (3.3.) cu pentru a determina modificări ale grosimii peretelui.
Lungimea capetelor îngroșate poate fi redusă prin creșterea coeficientului de tensiune plastică prin modificarea vitezei de rotație a rolelor la rularea secțiunilor de capăt ale țevii.
În prezent, la moara de reducere TPA-80 a fost creat un sistem de control al vitezei pentru laminarea continuă fără dorn. Acest sistem vă permite să reglați dinamic viteza de rotație a rolelor standurilor PRS atunci când rulați secțiunile de capăt ale țevilor în conformitate cu o relație liniară dată. Această reglare a rotațiilor rolei la rularea secțiunilor de capăt ale țevilor se numește „pană de viteză”. Rotațiile rolelor la rularea secțiunilor de capăt ale țevii sunt calculate folosind formula:
, (3.4.)
unde n i este viteza de rotație a rolelor în al i-lea stand la starea de echilibru, Ki este coeficientul de reducere a vitezei de rotație a rolelor în %, i este numărul suportului.
Dependența coeficientului de reducere a rotației rolei într-un stand dat de numărul standului este liniară
K i = (Fig. 3.8.).
Dependența coeficientului de reducere a rotațiilor rolei într-un stand de numărul standului.
Datele inițiale pentru utilizarea acestui mod de control sunt:
Numărul de standuri în care se modifică setarea vitezei este limitat de lungimea capetelor îngroșate (3...6);
Gradul de reducere a vitezei de rotație a rolei în primul stand de freza este limitată de posibilitatea unei antrenări electrice (0,5...15%).
În această lucrare, pentru a studia influența setării vitezei PRS asupra diferenței longitudinale de grosime la capăt, s-a presupus că modificarea setării vitezei la reducerea capetelor din față și din spate ale țevilor se realizează în primele 6 standuri. . Studiul a fost realizat prin modificarea vitezei de rotație a rolelor din primele standuri ale morii în raport cu procesul de laminare constantă (variând unghiul de înclinare a dreptei din fig. 3.8).
Ca urmare a modelării proceselor de umplere a standurilor PRS și a țevii care iese din moara de țevi, dependențele grosimii peretelui capetelor din față și din spate ale țevilor de mărimea modificării vitezei de rotație a rolelor în au fost obținute primele standuri de moară, care sunt prezentate în Fig. 3.9. şi Fig.3.10. pentru tevi cu dimensiunile 33,7x3,2 mm. Cea mai optimă valoare a „panei de viteză” din punctul de vedere al minimizării lungimii bordului de capăt și al „căderii” grosimii peretelui în câmpul de toleranță al standardului DIN 1629 (toleranța grosimii peretelui ±12,5%) este K 1 = 10-12%.
În fig. 3.11. si orez 3.12. Sunt prezentate dependențele lungimilor capetelor îngroșate din față și din spate ale țevilor finite folosind o „pană de viteză” (K 1 = 10%), obținute ca urmare a modelării proceselor tranzitorii. Din dependențele date putem trage următoarea concluzie: utilizarea unei „pane de viteză” dă un efect vizibil numai atunci când rulează țevi cu un diametru mai mic de 60 mm și o grosime a peretelui mai mică de 5 mm și atunci când diametru mai mareși grosimea peretelui conductei, subțierea peretelui necesară pentru a îndeplini cerințele standardului nu are loc.
În fig. 3.13., 3.14., 3.15., dependențele lungimii capătului frontal îngroșat de diametrul exterior al țevilor finite sunt date pentru grosimi de perete egale cu 3,5, 4,0, 5,0 mm, la diferite valori ale „vitezei”. pană” (coeficientul de reducere a vitezei a fost adoptat role K 1 egal cu 5%, 10%, 15%).
Dependența grosimii peretelui capătului frontal al țevii de dimensiune
„pană de viteză” pentru dimensiunea standard 33,7x3,2 mm
Dependența grosimii peretelui capătului din spate al țevii de valoarea „panei de viteză” pentru dimensiunea standard 33,7x3,2 mm
Dependența lungimii capătului frontal îngroșat al țevii de D și S (la K 1 =10%)
Dependența lungimii capătului posterior îngroșat al țevii de D și S (la K 1 =10%)
Dependența lungimii capătului frontal îngroșat al țevii de diametrul țevii finite (S=3,5 mm) la diferite valori ale „panei de viteză”.
Dependența lungimii capătului frontal îngroșat al țevii de diametrul țevii finite (S=4,0 mm) la diferite valori ale „panei de viteză”
Dependența lungimii capătului frontal îngroșat al țevii de diametrul țevii finite (S=5,0 mm) la diferite valori ale „panei de viteză”.
Din graficele de mai sus se poate observa că cel mai mare efect în ceea ce privește reducerea diferenței de grosime de capăt a țevilor finite este asigurat de controlul dinamic al vitezei de rotație a rolelor RRS în limitele K 1 = 10...15%. O modificare insuficient de intensă a „panei de viteză” (K 1 =5%) nu permite subțiarea grosimii peretelui secțiunilor de capăt ale țevii.
De asemenea, la rularea țevilor cu un perete mai gros de 5 mm, tensiunea rezultată din acțiunea „panei de viteză” nu poate subția peretele din cauza capacității insuficiente de tragere a rolelor. La rularea țevilor cu un diametru mai mare de 60 mm, coeficientul de alungire în moara de reducere este mic, astfel încât îngroșarea capetelor practic nu are loc, prin urmare utilizarea unei „pane de viteză” este nepractică.
Analiza graficelor date a arătat că utilizarea unei „pane de viteză” pe moara de reducere TPA-80 a JSC KreTrubZavod permite reducerea lungimii capătului îngroșat frontal cu 30% și a capătului îngroșat posterior cu 25%.
După cum arată calculele lui Mochalov D.A. pentru mai mult aplicare eficientă„Pană de viteză” pentru a reduce și mai mult trim-ul final, este necesar să se asigure că primele standuri funcționează în modul de frânare cu utilizarea aproape completă a capacităților de putere ale rolelor, folosind o dependență neliniară mai complexă a coeficientului de reducere a rotației rolei. într-un stand dat pe numărul standului. Este necesar să se creeze o metodologie bazată științific pentru determinarea funcției optime K i =f(i).
Dezvoltarea unui astfel de algoritm pentru controlul optim al RRS poate servi drept scop pentru dezvoltarea ulterioară a UZS-R într-un sistem automat de control al procesului TPA-80. După cum arată experiența utilizării unor astfel de sisteme automate de control al procesului, reglarea numărului de rotații al rolelor la rularea secțiunilor de capăt ale țevilor, conform companiei Mannesmann (pachetul de aplicații CARTA), permite reducerea cantității de tăiere a țevilor de capăt cu mai mult de 50%, datorită sistemului de control automat al procesului de reducere a conductelor, care include Include atât un subsistem de control al morii, cât și un subsistem de măsurare, precum și un subsistem pentru calcularea modului optim de reducere și controlul procesului în timp real.
4. JUSTIFICAREA TEHNICĂ ȘI ECONOMICĂ A PROIECTULUI
4.1 Esența evenimentului planificat
Acest proiect propune introducerea unui regim optim de viteză de laminare pe o moara de reducere-întindere. Datorită acestei măsuri, se preconizează reducerea coeficientului de consum de metal, iar datorită reducerii lungimii capetelor tăiate îngroșate ale țevilor finite, se preconizează o creștere a volumelor de producție cu 80 de tone pe lună în medie.
Investițiile de capital necesare pentru implementarea acestui proiect sunt de 0 ruble.
Proiectul poate fi finanțat la rubrica „reparații curente” și estimări de cost. Proiectul poate fi finalizat într-o zi.
4.2 Calculul costurilor produsului
Calculul costului pentru 1t. produsele la standardele existente pentru tăierea capetelor îngroșate ale țevilor sunt date în tabel. 4.1.
Calculul pentru proiect este prezentat în tabel. 4.2. Deoarece rezultatul implementării proiectului nu este o creștere a producției de produs, valorile de conversie ale consumului în calculul proiectului nu sunt recalculate. Beneficiul proiectului constă în reducerea costurilor prin reducerea deșeurilor de tăiere. Trimurile este redusă datorită scăderii coeficientului de consum de metal.
4.3 Calculul indicatorilor de proiectare
Calculul indicatorilor de proiect se bazează pe calculul costurilor din tabel. 4.2.
Economii de costuri pe an:
De exemplu =(C0-Cp)*V pr =(12200,509-12091,127)*110123,01=12045475,08r.
Profit conform raportului:
Pr 0 =(Р-С 0)*V din =(19600-12200,509)* 109123,01=807454730,39r.
Profitul proiectului:
Pr p =(R-S p)*V pr =(19600-12091,127)* 110123,01=826899696,5r.
Creșterea profitului va fi:
Pr=Pr p -Pr 0 =826899696,5-807454730,39=19444966,11r.
Rentabilitatea produsului a fost:
Rentabilitatea produsului pentru proiect:
Fluxurile de numerar pentru raport și pentru proiect sunt prezentate în Tabelul 4.3. și, respectiv, 4.4.
Tabel 4.1 - Calculul costului pentru 1 tonă de oțel laminat în atelierul T-3 al OJSC KreTrubZavod
| Nu. | Element de cost | Cantitate | Pret 1 tona | Sumă |
| 1 | 2 | 3 | 4 | 5 |
| eu | Date în redistribuire: 1. Blank, t/t; 2. Deșeuri, t/t: ornamente substandard; |
|||
| eu eu | Costurile de redistribuire 2. Costuri cu energia: putere electrică, kW/h abur pentru producție, Gcal apă industrială, TM 3 aer comprimat, tm 3 apa circulanta, tm 3 ape pluviale industriale, tm 3 3. Materiale auxiliare 7. Echipamente de înlocuire 10. Reparații majore 11. Munca atelierelor de transport 12. Alte cheltuieli de atelier Costuri totale pentru redistribuire |
|||
| Sh | Suprafața fabricii |
Tabel 4.2 - Calculul proiectului al costului pentru 1 tonă de oțel laminat
| Nu. | Element de cost | Cantitate | Pret 1 tona | Sumă |
| eu | Date în redistribuire: 1. Blank, t/t; 2. Deșeuri, t/t: ornamente substandard; Total dat în zona de procesare minus deșeuri și resturi |
|||
| P | Costurile de redistribuire 1. Combustibil tehnologic (gaz natural), aici 2. Costuri cu energia: putere electrică, kW/h abur pentru producție, Gcal apă industrială, TM 3 aer comprimat, tm 3 apa circulanta, tm 3 ape pluviale industriale, tm 3 3. Materiale auxiliare 4. Salariul de bază al muncitorilor din producție 5. Salariu suplimentar pentru muncitorii din producție 6. Contribuţii pentru nevoi sociale 7. Echipamente de înlocuire 8. Reparații curente și întreținere a mijloacelor fixe 9. Amortizarea mijloacelor fixe 10. Reparații majore 11. Munca atelierelor de transport 12. Alte cheltuieli de atelier Costuri totale pentru redistribuire |
|||
| Sh | Suprafața fabricii Costul total de producție |
|||
| IV | Cheltuieli de non-producție Costul total total |
Îmbunătățirea procesului tehnologic va afecta indicatorii tehnici și economici ai întreprinderii după cum urmează: profitabilitatea producției va crește cu 1,45%, economiile din reducerea costurilor se vor ridica la 12 milioane de ruble. pe an, ceea ce va duce la creșterea profiturilor.
Tabel 4.3 - Fluxul de numerar conform raportului
Fluxuri de numerar |
De ani | ||||
| 1 | 2 | 3 | 4 | 5 | |
| A. Intrări de numerar: | |||||
| - Volumul productiei, tone | |||||
| - Prețul produsului, frecare. | |||||
| Aflux total | |||||
| B. Ieșiri de numerar: | |||||
| - Costurile de exploatare | |||||
| -Impozitul pe venit | 193789135,29 | ||||
Debit total: |
1521432951,34 | 1521432951,34 | 1521432951,34 | 1521432951,34 | 1521432951,34 |
| Fluxul net de numerar (A-B) | |||||
Coeff. Inversiunile |
0,8 | 0,64 | 0,512 | 0,41 | 0,328 |
| E=0,25 | |||||
| 493902383,46 | 889024290,22 | 1205121815,64 | 1457999835,97 | 1457999835,97 | |
Tabel 4.4 - Fluxul de numerar pentru proiect
| Fluxuri de numerar | De ani | ||||
| 1 | 2 | 3 | 4 | 5 | |
| A. Intrări de numerar: | |||||
| - Volumul productiei, tone | |||||
| - Prețul produsului, frecare. | |||||
| - Venituri din vânzări, frecare. | |||||
| Aflux total | |||||
| B. Ieșiri de numerar: | |||||
| - Costurile de exploatare | |||||
| -Impozitul pe venit | |||||
| Debit total: | 1526220795,63 | 1526220795,63 | 1526220795,63 | 1526220795,63 | 1526220795,63 |
| Fluxul net de numerar (A-B) | 632190135,03 | 632190135,03 | 632190135,03 | ||
Coeff. Inversiunile |
0,8 | 0,64 | 0,512 | 0,41 | 0,328 |
| E=0,25 | |||||
| Flux redus (A-B)*K inv | |||||
| Fluxul de numerar cumulat VAN | |||||
Profilul financiar al proiectului este prezentat în Fig. 4.1. Conform graficelor prezentate în Fig. 4.1. VAN cumulat al proiectului depășește cifra planificată, ceea ce indică rentabilitatea necondiționată a proiectului. VAN cumulat calculat pentru proiectul implementat este o valoare pozitivă din primul an, întrucât proiectul nu a necesitat investiții de capital.
Profilul financiar al proiectului
Pragul de rentabilitate se calculează folosind formula:
Pragul de rentabilitate caracterizează volumul minim de producție la care se termină pierderile și apare primul profit.
În tabel 4.5. date prezentate pentru calcularea costurilor variabile și fixe.
Conform datelor de raportare, suma costurilor variabile pe unitatea de producție este de 3 per = 11212,8 ruble, suma costurilor fixe pe unitate de producție este de 3 post = 987,7 ruble. Valoarea costurilor fixe pentru întregul volum de producție conform raportului este de 107780796,98 ruble.
Conform datelor de proiectare, suma costurilor variabile Z pe = 11103,5 ruble, suma costurilor fixe Z post = 987,7 ruble. Valoarea costurilor fixe pentru întregul volum de producție conform raportului este de 108.768.496,98 ruble.
Tabel 4.5 - Ponderea costurilor fixe în structura costurilor planificate și ale proiectului
| Nu. | Element de cost | Suma planificată, frecați. | Valoarea proiectului, frecați. |
Ponderea costurilor fixe în structura costurilor de procesare, % |
| 1 | 2 | 3 | 4 | 5 |
| 1 | Costurile de redistribuire 1. Combustibil tehnologic (gaz natural), aici 2. Costuri cu energia: putere electrică, kW/h abur pentru producție, Gcal apă industrială, TM 3 aer comprimat, tm 3 apa circulanta, tm 3 ape pluviale industriale, tm 3 3. Materiale auxiliare 4. Salariul de bază al muncitorilor din producție 5. Salariu suplimentar pentru muncitorii din producție 6. Contribuţii pentru nevoi sociale 7. Echipamente de înlocuire 8. Reparații curente și întreținere a mijloacelor fixe 9. Amortizarea mijloacelor fixe 10. Reparații majore 11. Munca atelierelor de transport 12. Alte cheltuieli de atelier Costuri totale pentru redistribuire |
|||
| 2 | Suprafața fabricii Costul total de producție |
100 | ||
| 3 | Cheltuieli de non-producție Costul total total |
100 |
Conform datelor de raportare, pragul de rentabilitate este:
TB de la 
T.
Pentru proiect, pragul de rentabilitate este:
TB pr 
T.
În tabel 4.6. a fost efectuat calculul veniturilor și toate tipurile de costuri pentru producerea produselor vândute necesare pentru determinarea pragului de rentabilitate. Graficele pentru calcularea pragului de rentabilitate pentru raport și pentru proiect sunt prezentate în Fig. 4.2. și Fig.4.3. respectiv.
Tabelul 4.6 - Date pentru calcularea pragului de rentabilitate
Calculul pragului de rentabilitate conform raportului
Calculul pragului de rentabilitate pentru proiect
Indicatorii tehnici și economici ai proiectului sunt prezentați în tabel. 4.7.
Ca urmare, putem concluziona că măsura propusă în proiect va reduce costul pe unitatea de producție cu 1,45% prin reducerea costurilor variabile, ceea ce ajută la creșterea profitului cu 19,5 milioane de ruble. cu un volum anual de producţie de 110123,01 tone. Rezultatul implementării proiectului este o creștere a valorii actuale nete cumulate comparativ cu valoarea planificată în perioada analizată. Asemenea lucru pozitiv este reducerea pragului de rentabilitate de la 12,85 mii tone la 12,8 mii tone.
Tabel 4.7 - Indicatori tehnico-economici ai proiectului
| Nu. | Indicator | Raport | Proiect | Abatere | |
| Absolut | % | ||||
| 1 | Volumul productiei: în natură, t în termeni de valoare, mii de ruble. |
||||
| 2 | Costul activelor fixe de producție, mii de ruble. | 6775032 | 6775032 | 0 | 0 |
| 3 | Costuri totale (cost total): emisiune totală, mii de ruble. unități de producție, frec. |
||||
| 4 | Rentabilitatea produsului, % | 60,65 | 62,1 | 1,45 | 2,33 |
| 5 | Valoarea actuală netă, VAN | 1700,136 | |||
| 6 | Valoarea totală a investiției, mii de ruble. | 0 | |||
| 7 | Pentru referință: pragul de rentabilitate T.B., t, valoarea ratei de actualizare F, rata internă de rentabilitate IRR fluxul maxim de numerar K, mii de ruble. |
||||
CONCLUZIE
În cadrul acestui proiect de teză, a fost dezvoltată o tehnologie de producere a țevilor de uz general conform DIN 1629. Lucrarea examinează posibilitatea reducerii lungimii capetelor îngroșate formate în timpul laminarii pe o moara de reducere prin modificarea setărilor de viteză. freza la rularea secțiunilor de capăt ale țevii folosind capacitățile sistemului UZS-R. După cum au arătat calculele, reducerea lungimii capetelor îngroșate poate ajunge la 50%.
Calculele economice au arătat că utilizarea modurilor de rulare propuse va reduce costul pe unitatea de producție cu 1,45%. Acest lucru, menținând în același timp volumele de producție existente, va permite creșterea profiturilor cu 20 de milioane de ruble în primul an.
Referințe
1. Anuriev V.I. „Manual proiectantului de inginerie mecanică” în 3 volume, volumul 1 – M. „Inginerie mecanică” 1980 – 728 p.
2. Anuriev V.I. „Manual proiectantului de inginerie mecanică” în 3 volume, volumul 2 – M. „Inginerie mecanică” 1980 – 559 p.
3. Anuriev V.I. „Manual proiectantului de inginerie mecanică” în 3 volume, volumul 3 – M. „Inginerie mecanică” 1980 – 557 p.
4. Pavlov Ya.M. „Piese de mașini”. – Leningrad „Inginerie mecanică” 1968 – 450 p.
5. Vasiliev V.I. „Elementele fundamentale ale designului” echipamente tehnologiceîntreprinderi de transport cu motor" manual de instruire– Kurgan 1992 – 88 p.
6. Vasiliev V.I. „Fundamentele proiectării echipamentelor tehnologice pentru întreprinderile de transport auto” – Kurgan 1992 – 32 p.
480 de ruble. | 150 UAH | 7,5 USD ", MOUSEOFF, FGCOLOR, "#FFFFCC",BGCOLOR, "#393939");" onMouseOut="return nd();"> Disertație - 480 RUR, livrare 10 minute, non-stop, șapte zile pe săptămână și sărbători
Hholkin Evgheni Gennadievici. Studiul stabilității locale a profilelor trapezoidale cu pereți subțiri sub încovoiere longitudinală-transversală: disertație... Candidat la științe tehnice: 01.02.06 / Evgeniy Gennadevich Kholkin; [Locul de protecție: Ohm. stat tehnologie. Universitatea].- Omsk, 2010.- 118 p.: ill. RSL OD, 61 10-5/3206
Introducere
1. Revizuirea studiilor privind stabilitatea elementelor structurale din plăci comprimate 11
1.1. Definiții și metode de bază pentru studierea stabilității sistemelor mecanice 12
1.1.1, Algoritm pentru studierea stabilității sistemelor mecanice prin metoda statică 16
1.1.2. Abordare statică. Metode: Euler, nonidealități, energie 17
1.2. Modelul matematic și principalele rezultate ale studiilor analitice ale stabilității lui Euler. Factorul de stabilitate 20
1.3. Metode de studiere a stabilității elementelor plăcilor și structurilor realizate din acestea 27
1.4. Metode de inginerie pentru calcularea plăcilor și a elementelor de plăci compozite. Conceptul metodei de reducere 31
1.5. Studii numerice ale stabilității lui Euler folosind metoda elementelor finite: capacități, avantaje și dezavantaje 37
1.6. Revizuirea studiilor experimentale de stabilitate a plăcilor și a elementelor de plăci compozite 40
1.7. Concluzii și sarcini ale studiilor teoretice ale stabilității profilelor trapezoidale cu pereți subțiri 44
2. Dezvoltarea modelelor matematice și a algoritmilor de calcul al stabilității elementelor de plăci cu pereți subțiri din profile trapezoidale: 47
2.1. Îndoirea longitudinală-transversală a elementelor de plăci cu pereți subțiri ale profilelor trapezoidale 47
2.1.1. Enunțarea problemei, ipoteze de bază 48
2.1.2. Model matematic în ecuații diferențiale obișnuite. Condiții la limită, metoda non-idealității 50
2.1.3. Algoritm de integrare numerică, determinarea criticilor
tensiune și implementarea acesteia în MS Excel 52
2.1.4. Rezultatele calculului și compararea lor cu soluțiile cunoscute 57
2.2. Calculul tensiunilor critice pentru un element individual de placă
ca parte a profilului ^..59
2.2.1. Un model care ține cont de cuplarea elastică a elementelor profilului plăcii. Ipoteze și sarcini de bază ale cercetării numerice 61
2.2.2. Studiul numeric al rigidității articulațiilor și aproximarea rezultatelor 63
2.2.3. Studiu numeric al lungimii de semiundă a flambajului la prima sarcină critică și aproximarea rezultatelor 64
2.2.4. Calculul coeficientului k(/3x,/32). Aproximarea rezultatelor calculelor (A,/?2) 66
2.3. Evaluarea caracterului adecvat al calculelor prin comparare cu soluții numerice folosind metoda elementelor finite și soluții analitice cunoscute 70
2.4. Concluziile și obiectivele studiului experimental 80
3. Studii experimentale privind stabilitatea locală a profilelor trapezoidale cu pereți subțiri 82
3.1. Descrierea prototipurilor și a configurației experimentale 82
3.2. Testarea eșantionului 85
3.2.1. Metodologia şi conţinutul testelor G..85
3.2.2. Rezultatele testelor de compresie pentru probe 92
3.3. Concluzii 96
4. Ținând cont de stabilitatea locală în calculele structurilor portante din profile trapezoidale cu pereți subțiri cu încovoiere plană longitudinală și transversală 97
4.1. Calculul tensiunilor critice pentru flambajul local al elementelor de placă și grosimea maximă a unui profil trapezoidal cu pereți subțiri 98
4.2. Zona de sarcini permise fără a lua în considerare pierderea locală a stabilității 99
4.3. Factorul de reducere 101
4.4. Contabilitatea flambajului și reducerii locale 101
Concluzii 105
Bibliografie
Introducere în lucrare
Relevanța lucrării.
Crearea de structuri ușoare, durabile și fiabile este o sarcină urgentă. Una dintre principalele cerințe în inginerie mecanică și construcții este reducerea consumului de metal. Acest lucru duce la faptul că elementele structurale trebuie calculate folosind relații constitutive mai precise, care țin cont de pericolul pierderii atât generale, cât și locale a stabilității.
Una dintre modalitățile de a rezolva problema minimizării greutății este utilizarea profilelor laminate trapezoidale cu pereți subțiri de înaltă tehnologie (TRP). Profilele sunt realizate prin laminarea tablei subțiri de oțel cu grosimea de 0,4... 1,5 mm în condiții staționare sau direct pe locul de instalare ca elemente plate sau arcuite. Structurile care utilizează acoperiri arcuite portante din profile trapezoidale cu pereți subțiri se disting prin ușurință, aspect estetic, ușurință de instalare și o serie de alte avantaje în comparație cu tipurile tradiționale de acoperiri.
Principalul tip de încărcare a profilului este îndoirea longitudinală-transversală. Ton-
jfflF dMF" unele elemente lamelare
profilurile experimentate
compresie în planul median
oasele pot pierde locuri
noua stabilitate. Local
flambaj
Orez. 1. Exemplu de flambaj local
Yam,
^J
Orez. 2. Schema unei secțiuni cu profil redus
(MPU) se observă în zone limitate de-a lungul lungimii profilului (Fig. 1) la sarcini semnificativ mai mici decât pierderea generală de stabilitate și tensiuni proporționale cu cele admise. Cu MPU, un element de placă comprimat separat al profilului încetează complet sau parțial să perceapă sarcina, care este redistribuită între elementele de placă rămase ale secțiunii profilului. Totodată, în tronsonul în care s-a produs MPU, tensiunile nu le depășesc neapărat pe cele admisibile. Acest fenomen se numește reducere. Reducere
constă în reducerea, comparativ cu cea reală, a ariei secțiunii transversale a profilului la reducerea acestuia la o schemă de proiectare idealizată (Fig. 2). În acest sens, dezvoltarea și implementarea metodelor de inginerie pentru a lua în considerare pierderea locală a stabilității elementelor plăcilor unui profil trapezoidal cu pereți subțiri este o sarcină urgentă.
Oameni de știință proeminenți s-au ocupat de problemele stabilității plăcilor: B.M. Broude, F. Bleich, J. Brudka, I.G. Bubnov, V.Z. Vlasov, A.S. Volmir, A.A. Ilyushin, Miles, Melan, Ya.G. Panovko, SP. Timoshenko, Southwell, E. Stowell, Winderberg, Khwalla și alții. Abordări de inginerie pentru analiza tensiunilor critice în timpul flambajului local au fost dezvoltate în lucrările lui E.L. Ayrumyan, Burgraf, A.L. Vasilyeva, B.Ya. Volodarsky, M.K. Glowman, Caldwell, V.I. Klimanova, V.G. Krokhaleva, D.V. Martsinkevich, E.A. Pavlinova, A.K. Pertseva, F.F. Tamplona, S.A. Timașeva.
În metodele de calcul inginerești specificate pentru profile cu o secțiune transversală de formă complexă, pericolul MPU practic nu este luat în considerare. La etapa de proiectare preliminară a structurilor din profile cu pereți subțiri Este important să existe un aparat simplu pentru evaluarea capacității portante a unei dimensiuni standard specifice. În acest sens, este necesară dezvoltarea unor metode de calcul ingineresc care să permită, în procesul de proiectare a structurilor din profile cu pereți subțiri, evaluarea rapidă a capacității portante a acestora. Un calcul de verificare a capacității portante a unei structuri realizate dintr-un profil cu pereți subțiri poate fi efectuat folosind metode rafinate folosind produse software existente și, dacă este necesar, ajustat. Acest sistem în două etape pentru calcularea capacității portante a structurilor din profile cu pereți subțiri este cel mai rațional. Prin urmare, dezvoltarea și implementarea metodelor de inginerie pentru calcularea capacității portante a structurilor din profile cu pereți subțiri, ținând cont de pierderea locală a stabilității elementelor plăcilor, este o sarcină urgentă.
Scopul lucrării de disertație: studiul pierderii locale de stabilitate în elementele plăcilor profilelor trapezoidale cu pereți subțiri în timpul îndoirii lor longitudinale-transversale și dezvoltarea unei metodologii de inginerie pentru calcularea capacității portante ținând cont de stabilitatea locală.
Pentru atingerea scopului, sunt stabilite următoarele: obiectivele cercetării.
Extinderea soluțiilor analitice pentru stabilitatea plăcilor dreptunghiulare comprimate la un sistem de plăci conjugate ca parte a unui profil.
Studiul numeric al modelului matematic al stabilității profilului local și obținerea de expresii analitice adecvate pentru solicitarea critică minimă a elementului de placă MPU.
Evaluarea experimentală a gradului de reducere a secțiunii transversale a unui profil cu pereți subțiri cu pierderea locală a stabilității.
Dezvoltarea unei metodologii de inginerie pentru verificarea și calculul de proiectare a unui profil cu pereți subțiri ținând cont de flambajul local.
Noutate științifică munca este de a dezvolta un model matematic adecvat de flambaj local pentru o placă separată
element ca parte a profilului și obținerea de dependențe analitice pentru calcularea tensiunilor critice.
Valabilitate și fiabilitate Rezultatele obținute sunt asigurate prin bazarea lor pe soluții analitice fundamentale la problema stabilității plăcilor dreptunghiulare, aplicarea corectă a aparaturii matematice și acord suficient pentru calcule practice cu rezultatele calculelor FEM și ale studiilor experimentale.
Semnificație practică constă în elaborarea unei metodologii de inginerie pentru calcularea capacității portante a profilelor ținând cont de pierderea locală de stabilitate. Rezultatele lucrării au fost introduse în Montazhproekt LLC sub forma unui sistem de tabele și reprezentări grafice ale zonelor de încărcare admisibile pentru întreaga gamă de profile produse, ținând cont de flambajul local și sunt utilizate pentru selecția preliminară a tipului și grosimii. a materialului de profil pentru soluţii specifice de proiectare şi tipuri de încărcare.
Dispoziții de bază depuse spre apărare.
Un model matematic de îndoire și comprimare plană a unui profil cu pereți subțiri ca sistem de elemente de placă conjugate și o metodă pentru determinarea, pe baza acestuia, a tensiunilor critice ale MPU în sensul lui Euler.
Dependențe analitice pentru calcularea tensiunilor critice ale flambajului local pentru fiecare element de placă al profilului în timpul îndoirii plane longitudinal-transversale.
Metodologie de inginerie pentru verificarea și calculul de proiectare a unui profil trapezoidal cu pereți subțiri ținând cont de flambajul local. Aprobarea lucrării și publicare.
Principalele prevederi ale disertației au fost raportate și discutate în cadrul conferințelor științifice și tehnice la diferite niveluri: Congresul Internațional „Mașini, Tehnologii și Procese în Construcții” dedicat aniversării a 45 de ani a Facultății de „Transport și Mașini Tehnologice” (Omsk, SibADI, 6-7 decembrie 2007); Conferință științifică și tehnică din toată Rusia, „Tânăra Rusie: tehnologii avansate în industrie” (Omsk, Universitatea Tehnică de Stat din Omsk, 12-13 noiembrie 2008).
Structura și domeniul de activitate. Teza este prezentată pe 118 pagini de text, constă dintr-o introducere, 4 capitole și o anexă, conține 48 de figuri, 5 tabele. Lista de referințe include 124 de titluri.
Modelul matematic și principalele rezultate ale studiilor analitice ale stabilității lui Euler. Factorul de stabilitate
Orice proiect de inginerie se bazează pe rezolvarea ecuațiilor diferențiale ale unui model matematic de mișcare și echilibru al unui sistem mecanic. Elaborarea unui proiect pentru o structură, un mecanism sau o mașină este însoțită de unele toleranțe de fabricație și, mai târziu, de imperfecțiuni. Imperfecțiunile pot apărea și în timpul funcționării sub formă de lovituri, goluri datorate uzurii și alți factori. Toate variantele de influențe externe nu pot fi prevăzute. Structura este forțată să lucreze sub influența unor forțe perturbatoare aleatorii care nu sunt luate în considerare în ecuațiile diferențiale.
Factorii neluați în considerare în modelul matematic - imperfecțiuni, forțe aleatoare sau perturbări - pot face ajustări serioase rezultatelor obținute.
Există o distincție între starea neperturbată a sistemului - starea calculată la perturbații zero și starea perturbată - formată ca urmare a perturbațiilor.
Într-un caz, din cauza perturbării, nu există o schimbare semnificativă a poziției de echilibru a structurii sau mișcarea acesteia diferă puțin de cea calculată. Această stare a sistemului mecanic se numește stabilă. În alte cazuri, poziția de echilibru sau natura mișcării diferă semnificativ de cea calculată o astfel de stare se numește instabilă.
Teoria stabilității mișcării și echilibrului sistemelor mecanice se ocupă de stabilirea semnelor care să permită aprecierea dacă mișcarea sau echilibrul luat în considerare va fi stabil sau instabil.
Un semn tipic al tranziției unui sistem de la o stare stabilă la o stare instabilă este atingerea unui parametru al unei valori numite critic - forță critică, viteză critică etc.
Apariția imperfecțiunilor sau influența unor forțe nesocotite duc inevitabil la mișcarea sistemului. Prin urmare, în cazul general, trebuie investigată stabilitatea mișcării unui sistem mecanic sub perturbații. Această abordare a studiului stabilității se numește dinamică, iar metodele de cercetare corespunzătoare sunt numite dinamice.
În practică, este adesea suficient să ne limităm la o abordare statică, adică. metode statice pentru studiul stabilității. În acest caz, se studiază rezultatul final al perturbării - noua stare de echilibru a sistemului mecanic și gradul de abatere a acestuia de la poziția de echilibru calculată, neperturbată.
Formularea statică a problemei presupune să nu se ia în considerare forțele inerțiale și parametrul timp. Această formulare a problemei face deseori posibilă transferul modelului de la ecuațiile fizicii matematice la ecuațiile diferențiale obișnuite. Acest lucru simplifică semnificativ modelul matematic și facilitează studiul analitic al stabilității.
Un rezultat pozitiv al unei analize a stabilității echilibrului folosind metoda statică nu garantează întotdeauna stabilitatea dinamică. Cu toate acestea, pentru sistemele conservatoare, abordarea statică în determinarea sarcinilor critice și a noilor stări de echilibru conduce la exact aceleași rezultate ca și cea dinamică.
Într-un sistem conservator, munca forțelor interne și externe ale sistemului efectuată în timpul trecerii de la o stare la alta este determinată numai de aceste stări și nu depinde de traiectoria mișcării.
Conceptul de „sistem” combină o structură deformabilă și sarcini, al căror comportament trebuie specificat. Aceasta presupune două condiții necesare și suficiente pentru conservatorismul sistemului: 1) elasticitatea structurii deformabile, adică. reversibilitatea deformațiilor; 2) conservatorismul sarcinii, i.e. independenţa muncii prestate de acesta faţă de traiectorie. În unele cazuri, metoda statică dă rezultate satisfăcătoare pentru sistemele neconservative.
Pentru a ilustra cele de mai sus, să luăm în considerare câteva exemple din mecanica teoretică și rezistența materialelor.
1. O minge cu greutatea Q este situată într-o adâncitură a suprafeței de sprijin (Fig. 1.3). Sub acțiunea forței perturbatoare 5P Q sina, poziția de echilibru a mingii nu se modifică, adică. este stabil.
Cu o acțiune pe termen scurt a forței 5P Q sina fără a lua în considerare frecarea de rulare, este posibilă o tranziție către o nouă poziție de echilibru sau oscilații în jurul poziției inițiale de echilibru. Luând în considerare frecarea, mișcarea oscilativă va fi amortizată, adică stabilă. Abordarea statică ne permite să determinăm doar valoarea critică a forței perturbatoare, care este egală cu: Pcr = Q sina. Natura mișcării când valoarea critică a influenței perturbatoare este depășită și durata critică a influenței poate fi analizată numai prin metode dinamice.
2. O tijă cu lungimea / este comprimată de forța P (Fig. 1.4). Din rezistența materialelor bazată pe metoda statică, se știe că atunci când sunt încărcate în intervalul elastic, există o valoare critică a forței de compresiune.
Rezolvarea aceleiași probleme cu o forță de urmărire, a cărei direcție coincide cu direcția tangentei în punctul de aplicare, folosind metoda statică, duce la concluzia despre stabilitatea absolută a formei rectilinie a echilibrului.
Model matematic în ecuații diferențiale obișnuite. Condiții la limită, metoda non-idealităților
Analiza ingineriei este împărțită în două categorii: metode clasice și metode numerice. Metodele clasice încearcă să rezolve problemele de distribuție a câmpurilor de tensiuni și deformații în mod direct, formând sisteme de ecuații diferențiale bazate pe principii fundamentale. O soluție exactă, dacă este posibil să se obțină ecuații în formă închisă, este posibilă numai pentru cele mai simple cazuri de geometrie, sarcini și condiții la limită. O gamă destul de largă de probleme clasice poate fi rezolvată folosind soluții aproximative ale sistemelor de ecuații diferențiale. Aceste soluții iau forma unor serii în care termenii inferiori sunt aruncați după examinarea convergenței. La fel ca soluțiile exacte, soluțiile aproximative necesită o formă geometrică regulată, condiții la limită simple și aplicarea convenabilă a sarcinilor. Prin urmare, aceste soluții nu pot fi aplicate la majoritatea problemelor practice. Avantaj fundamental metode clasice este că acestea oferă o înțelegere profundă a problemei studiate. O gamă mai largă de probleme poate fi investigată folosind metode numerice. Metodele numerice includ: 1) metoda energiei; 2) metoda elementului de limită; 3) metoda diferențelor finite; 4) metoda elementelor finite.
Metodele energetice fac posibilă găsirea expresiei minime pentru energia potențială totală a unei structuri pe întreaga zonă dată. Această abordare funcționează bine numai atunci când rezolvați anumite probleme.
Metoda elementului la limită aproximează funcțiile care satisfac sistemul de ecuații diferențiale care se rezolvă, dar nu și condițiile la limită. Dimensionalitatea problemei este redusă deoarece elementele reprezintă doar limitele regiunii modelate. Cu toate acestea, aplicarea acestei metode necesită cunoașterea soluției fundamentale a sistemului de ecuații, care poate fi dificil de obținut.
Metoda diferențelor finite transformă un sistem de ecuații diferențiale și condiții la limită într-un sistem corespunzător de ecuații algebrice. Această metodă permite rezolvarea problemelor de analiză a structurilor cu geometrie complexă, condiții la limită și sarcini combinate. Cu toate acestea, metoda diferențelor finite este adesea prea lentă din cauza faptului că cerința unei grile regulate pe întreaga zonă de studiu duce la sisteme de ecuații de ordin foarte înalt.
Metoda elementelor finite poate fi extinsă la o clasă aproape nelimitată de probleme datorită faptului că permite utilizarea elementelor de forme simple și variate pentru a obține partiții. Dimensiunile elementelor finite, care pot fi combinate pentru a obține o aproximare a oricăror limite neregulate, uneori diferă în partiție de zeci de ori. Este permisă aplicarea unei sarcini de orice tip pe elementele modelului, precum și aplicarea oricărui tip de prindere asupra acestora. Problema principală este creșterea costurilor pentru obținerea rezultatelor. Generalitatea soluției vine cu prețul pierderii intuiției, deoarece o soluție cu elemente finite este, de fapt, un set de numere care sunt aplicabile doar unei probleme specifice puse folosind un model cu elemente finite. Modificarea oricărui aspect semnificativ al modelului necesită de obicei o rezolvare completă a problemei. Cu toate acestea, acesta este un cost nesemnificativ, deoarece metoda elementelor finite este adesea singura modalitate posibilă de a o rezolva. Metoda este aplicabilă tuturor claselor de probleme de distribuție a câmpului, care includ analiza structurală, transferul de căldură, fluxul de fluid și electromagnetismul. Dezavantajele metodelor numerice includ: 1) costul ridicat al programelor de analiză cu elemente finite; 2) pregătire îndelungată în lucrul cu programul și posibilitatea de a lucra cu normă întreagă numai pentru personal cu înaltă calificare; 3) destul de des este imposibil să se verifice prin experiment fizic corectitudinea rezultatului soluției obținut prin metoda elementelor finite, inclusiv în problemele neliniare. t Revizuirea studiilor experimentale de stabilitate a plăcilor și a elementelor de plăci compozite
Folosit în prezent pt structuri de constructii profilele sunt realizate din foi metalice cu o grosime de 0,5 până la 5 mm și, prin urmare, sunt considerate cu pereți subțiri. Marginile lor pot fi fie plate, fie curbate.
Caracteristica principală a funcționării profilelor cu pereți subțiri este că fețele cu un raport mare lățime-grosime suferă deformații mari de flambaj atunci când sunt încărcate. O creștere deosebit de intensă a deformațiilor se observă atunci când magnitudinea tensiunilor care acționează în față se apropie de o valoare critică. Există o pierdere a stabilității locale, iar deviațiile devin comparabile cu grosimea feței. Ca urmare, secțiunea transversală a profilului este foarte distorsionată.
În literatura privind stabilitatea plăcilor, un loc special îl ocupă lucrările omului de știință rus SP. Timosenko. El este creditat cu dezvoltarea unei metode energetice pentru rezolvarea problemelor de stabilitate elastică. Folosind această metodă, SP. Timoshenko a dat o soluție teoretică la problemele de stabilitate a plăcilor încărcate în planul mijlociu în diferite condiții la limită. Soluțiile teoretice au fost verificate printr-o serie de încercări ale plăcilor simplu susținute sub compresie uniformă. Testele au confirmat teoria.
Evaluarea caracterului adecvat al calculelor prin compararea cu soluțiile numerice prin metoda elementelor finite și soluțiile analitice cunoscute
Pentru a verifica fiabilitatea rezultatelor obținute, au fost efectuate studii numerice folosind metoda elementelor finite (FEM). Recent, studiile numerice FEM sunt din ce în ce mai utilizate din motive obiective, precum lipsa sarcinilor de testare și imposibilitatea îndeplinirii tuturor condițiilor la testarea probelor. Metodele numerice fac posibilă efectuarea cercetărilor în condiții „ideale” și au o eroare minimă, ceea ce este practic imposibil de implementat în teste reale. Studiile numerice au fost efectuate folosind programul ANSYS.
S-au efectuat studii numerice cu următoarele mostre: placă dreptunghiulară; Element de profil în formă de U și trapezoidal, având zig longitudinal și fără zig; foaia de profil (Fig. 2.11). Probe cu o grosime de 0,7; 0,8; 0,9 și 1 mm.
O sarcină de compresiune uniformă SGSG a fost aplicată probelor (Fig. 2.11) la capete, urmată de o creștere cu pasul Det. Sarcina corespunzătoare pierderii locale de stabilitate a unei forme plate corespundea valorii tensiunii critice de compresiune scr. Apoi, folosind formula (2.24), a fost calculat coeficientul de stabilitate &(/?і,/?г) și a fost comparat cu valoarea din tabelul 2.
Să considerăm o placă dreptunghiulară cu lungimea a = 100 mm și lățimea 6 = 50 mm, comprimată la capete de o sarcină de compresiune uniformă. În primul caz, placa are o fixare cu balamale de-a lungul conturului, în al doilea - o etanșare rigidă de-a lungul marginilor laterale și o fixare cu balamale de-a lungul capetelor (Fig. 2.12).
În programul ANSYS, pe fețele de capăt a fost aplicată o sarcină de compresiune uniformă și s-au determinat sarcina critică, efortul și coeficientul de stabilitate &(/?],/?2) al plăcii. Când s-a articulat de-a lungul conturului, placa și-a pierdut stabilitatea în a doua formă (s-au observat două umflături) (Fig. 2.13). Apoi au fost comparați coeficienții de stabilitate pentru placă, aflați numeric și analitic. Rezultatele calculului sunt prezentate în Tabelul 3.
Din tabelul 3 se poate observa că diferența dintre rezultatele soluției analitice și cele numerice a fost mai mică de 1%. Din aceasta s-a concluzionat că algoritmul propus de cercetare a stabilității poate fi utilizat la calcularea sarcinilor critice pentru structuri mai complexe.
Pentru a extinde metoda propusă pentru calcularea stabilității locale a profilelor cu pereți subțiri la cazul general al încărcării, au fost efectuate studii numerice în programul ANSYS pentru a determina modul în care natura sarcinii de compresiune afectează coeficientul k(y). Rezultatele cercetării sunt prezentate într-un grafic (Fig. 2.14).
Următoarea etapă de testare a metodologiei de calcul propusă a fost studiul element individual profil (Fig. 2.11, b, c). Este articulat de-a lungul conturului și este comprimat la capete de o sarcină uniformă de compresiune a USG (Fig. 2.15). Eșantionul a fost testat pentru stabilitate folosind programul ANSYS și folosind metoda propusă. După aceasta, rezultatele au fost comparate.
La crearea unui model în programul ANSYS, pentru a asigura distribuția uniformă a sarcinii de compresiune de-a lungul capătului, a fost plasat un profil cu pereți subțiri între două plăci groase și li s-a aplicat o sarcină de compresiune.
Rezultatul studierii unui element de profil în formă de U în programul ANSYS este prezentat în Figura 2.16, care arată că, în primul rând, pierderea stabilității locale are loc la placa cea mai lată.
Zona de sarcini permise fără a ține cont de pierderea locală a stabilității
Pentru structurile portante realizate din profile trapezoidale cu pereți subțiri de înaltă tehnologie, calculele sunt efectuate folosind metodele de solicitare admisă. Se propune o metodă de inginerie pentru a lua în considerare pierderea locală de stabilitate la calcularea capacității portante a structurilor din profile trapezoidale cu pereți subțiri. Tehnica este implementată în MS Excel, este disponibilă pentru utilizare pe scară largă și poate servi drept bază pentru completări adecvate la documentele de reglementare privind calculul profilelor cu pereți subțiri. Se bazează pe cercetări și dependențe analitice obținute pentru calcularea tensiunilor critice ale flambajului local a elementelor plăcilor de profil trapezoidal cu pereți subțiri. Problema este împărțită în trei componente: 1) determinarea grosimii minime a profilului (maxim t \ la care nu este nevoie să se ia în considerare pierderea locală de stabilitate în acest tip de calcul; 2) determinarea ariei admisibile sarcini de profil trapezoidal cu pereți subțiri, în cadrul căruia capacitatea portantă este asigurată fără pierderea locală a stabilității; 3) determinarea intervalului de valori admisibile ale NuM, în cadrul căruia capacitatea portantă este asigurată în cazul pierderii locale a stabilității unuia sau mai multor elemente de placă ale unui profil trapezoidal cu pereți subțiri (ținând cont de reducerea secțiunea de profil).
În acest caz, se consideră că dependența momentului încovoietor de forța longitudinală M=f(N) pentru structura calculată a fost obținută folosind metodele de rezistență a materialelor sau mecanica structurală (Fig. 2.1). Sunt cunoscute tensiunile admisibile [t] și limita de curgere a materialului, precum și tensiunile reziduale în elementele plăcilor. În calculele după pierderea locală a stabilității s-a folosit metoda „reducerii”. În caz de flambaj, se elimină 96% din lățimea elementului de placă corespunzător.
Calculul tensiunilor critice ale flambajului local al elementelor de placă și al grosimii maxime a unui profil trapezoidal cu pereți subțiri Un profil trapezoidal cu pereți subțiri este împărțit într-un set de elemente de placă, așa cum se arată în Fig. 4.1. În același timp, unghiul poziție relativă elementele învecinate nu afectează valoarea tensiunii critice a localului
Profil H60-845 flambaj CURBA. Este permisă înlocuirea ondulațiilor curbe cu elemente drepte. Tensiunile critice de compresiune ale flambajului local în sensul eulerian pentru un element de placă i-lea individual al unui profil trapezoidal cu pereți subțiri cu lățimea bt la grosimea t, modulul elastic al materialului E și raportul lui Poisson ju în stadiul elastic de încărcare sunt determinat de formula
Coeficienții k(рх,Р2) și k(v) țin cont, respectiv, de influența rigidității elementelor plăci adiacente și de natura distribuției tensiunilor de compresiune pe lățimea elementului de placă. Valoarea coeficienților: k(рх,Р2) se determină din tabelul 2 sau se calculează folosind formula
Tensiunile normale dintr-un element de placă sunt determinate în axele centrale prin formula binecunoscută pentru rezistența materialelor. Aria sarcinilor permise fără a ține cont de pierderea locală a stabilității (Fig. 4.2) este determinată de expresie și este un patrulater, unde J este momentul de inerție al secțiunii perioadei de profil în timpul îndoirii, F este zona secțională a perioadei de profil, utam și Utip sunt coordonatele punctelor extreme ale secțiunii de profil (Fig. 4.1).
Aici, aria secțiunii transversale a profilului F și momentul de inerție al secțiunii J sunt calculate pentru un element periodic de lungime L, iar forța longitudinală iV și momentul încovoietor Mb al profilului sunt legate de L.
Capacitatea portantă este asigurată atunci când curba de sarcină reală M=f(N) se încadrează în domeniul sarcinilor admisibile minus aria flambajului local (Fig. 4.3). Figura 4.2. Zona de sarcini admisibile fără a se lua în considerare flambajul local
Pierderea stabilității locale a unuia dintre rafturi duce la excluderea parțială a acestuia din percepția sarcinilor de lucru - reducerea. Gradul de reducere este luat în considerare de coeficientul de reducere
Capacitatea portantă este asigurată atunci când curba de sarcină reală se încadrează în domeniul sarcinilor admisibile minus domeniul de sarcină al flambajului local. La grosimi mai mici, linia de flambaj locală reduce aria sarcinilor permise. Flambajul local nu este posibil dacă curba de sarcină reală este situată într-o zonă redusă. Când curba de sarcină reală depășește linia valorii minime a tensiunii critice a flambajului local, este necesar să se reconstruiască zona sarcinilor admise ținând cont de reducerea profilului, care este determinată de expresia
INTRODUCERE
1 STAREA ÎNTREBĂRII PRIVIND TEORIA ȘI TEHNOLOGIA PROFILĂRII ȚEVURILOR MULTI-HEDALE PRIN MINDLESS DRAWING (REVISTA LITERARĂ).
1.1 Sortiment conducte de profil cu margini plate și utilizarea lor în tehnologie.
1.2 Principalele metode de producere a țevilor profilate cu margini plate.
1.4 Instrument în formă de desen.
1.5 Desenul țevilor elicoidale cu mai multe fațete.
1.6 Concluzii. Scopul și obiectivele cercetării.
2 ELABORAREA UNUI MODEL MATEMATIC PENTRU PROFILAREA TEVILOR PRIN DESEN.
2.1 Fundamente și ipoteze.
2.2 Descrierea geometriei zonei de deformare.
2.3 Descrierea parametrilor de putere ai procesului de profilare.
2.4 Evaluarea umplerii colțurilor matriței și strângerea marginilor profilului.
2.5 Descrierea algoritmului de calcul al parametrilor de profilare.
2.6 Analiza computerizată a condițiilor de forță pentru profilarea țevilor pătrate folosind desen fără dorn.
2.7 Concluzii.
3 CALCULUL INSTRUMENTELOR PENTRU REZISTENTA PENTRU TRASAREA TUBILOR PROFIL.
3.1 Enunțarea problemei.
3.2 Determinarea stării tensionate a matriței.
3.3 Construirea funcţiilor de cartografiere.
3.3.1 Gaură pătrată.
3.3.2 Orificiu dreptunghiular.
3.3.3 Orificiu plano-oval.
3.4 Un exemplu de calcul al stării de efort a unei matrițe cu o gaură pătrată.
3.5 Un exemplu de calcul al stării de solicitare a unei matrițe cu o gaură rotundă.
3.6 Analiza rezultatelor obtinute.
3.7 Concluzii.
4 STUDII EXPERIMENTALE PRIVIND PROFILAREA TEVILOR PĂTRATATE ŞI DREPTANGULARE PRIN DESEN.
4.1 Procedura experimentală.
4.2 Profilarea unei țevi pătrate prin tragere într-o singură tranziție într-o matriță.
4.3 Profilarea unei țevi pătrate prin tragere într-o singură tranziție cu contratensionare.
4.4 Model matematic liniar cu trei factori pentru profilarea țevilor pătrate.
4.5 Determinarea umplerii colțurilor matriței și strângerea marginilor.
4.6 Îmbunătățirea calibrării canalelor matrițelor pentru țevi dreptunghiulare.
4.7 Concluzii.
5 DESENUL TEVURILOR ÎNSUBURATE PROFIL.
5.1 Selectarea parametrilor tehnologici pentru tragere la torsiune.
5.2 Determinarea cuplului.
5.3 Determinarea forței de tragere.
5.4 Studii experimentale.
5.5 Concluzii.
Lista recomandată de dizertații
Desenarea țevilor cu pereți subțiri cu o unealtă rotativă 2009, candidat la științe tehnice Pastușenko, Tatyana Sergeevna
Îmbunătățirea tehnologiei de tragere fără dorn a țevilor cu pereți subțiri într-un bloc de matrițe cu grosimea peretelui garantată 2005, candidat la științe tehnice Kargin, Boris Vladimirovici
Îmbunătățirea proceselor și mașinilor pentru producția de țevi profilate la rece pe baza modelării zonei de deformare 2009, doctor în științe tehnice Parshin, Serghei Vladimirovici
Modelarea procesului de profilare a tevilor poliedrice in vederea imbunatatirii acestuia si selectarii parametrilor morii 2005, candidat la științe tehnice Semenova, Natalya Vladimirovna
Desenul țevilor din material de întărire anizotrop 1998, candidat la științe tehnice Chernyaev, Alexey Vladimirovici
Introducerea disertației (parte a rezumatului) pe tema „Îmbunătățirea procesului de profilare a țevilor cu mai multe fațete folosind desenul fără dorn”
Relevanța subiectului. Dezvoltarea activă a sectorului de producție al economiei, cerințele stricte pentru eficiența și fiabilitatea produselor, precum și pentru eficiența producției, necesită utilizarea unor tipuri de echipamente și tehnologie care economisesc resursele. Pentru multe ramuri ale industriei construcțiilor, ingineriei mecanice, fabricarea instrumentelor, industria ingineriei radio, una dintre soluții este utilizarea unor tipuri economice de conducte (schimb de căldură și conducte radiatoare, ghiduri de undă etc.), care permite: creșterea puterii a instalațiilor, rezistența și durabilitatea structurilor, pentru a reduce consumul lor de metal, pentru a economisi materiale, pentru a îmbunătăți aspect. O gamă largă de produse și un volum semnificativ de consum de țevi profil au făcut necesară dezvoltarea producției acestora în Rusia. În prezent, cea mai mare parte a țevilor modelate este fabricată în atelierele de tragere a țevilor, deoarece operațiunile de laminare la rece și de trefilare sunt destul de dezvoltate în industria autohtonă. În acest sens, este deosebit de importantă îmbunătățirea producției existente: dezvoltarea și producția de echipamente, introducerea de noi tehnologii și metode.
Cele mai comune tipuri de țevi cu formă sunt țevile poligonale (pătrate, dreptunghiulare, hexagonale etc.) mare precizie, obtinut prin tragere fara arbore intr-o singura trecere.
Relevanța temei disertației este determinată de necesitatea de a îmbunătăți calitatea țevilor cu mai multe fațete prin îmbunătățirea procesului de profilare a acestora fără dorn.
Scopul lucrării este de a îmbunătăți procesul de profilare a țevilor cu mai multe fațete folosind desenul fără dorn prin dezvoltarea unor metode de calcul a parametrilor tehnologici și a geometriei sculei.
Pentru a atinge acest obiectiv, este necesar să rezolvați următoarele sarcini:
1. Creați un model matematic de profilare a țevilor poliedrice prin tragere fără dorn pentru a evalua condițiile de forță ținând cont de legea neliniară a călirii, anizotropia proprietăților și geometria complexă a canalului matriței.
2. Determinați condițiile de forță în funcție de parametrii fizici, tehnologici și structurali ai profilării în timpul tragerii fără dorn.
3. Dezvoltați o metodă de evaluare a umplerii colțurilor matriței și strângerea marginilor la desenarea țevilor cu mai multe fațete.
4. Dezvoltați o metodă de calcul a rezistenței matrițelor modelate pentru a determina parametrii geometrici ai sculei.
5. Dezvoltarea unei metodologii de calcul a parametrilor tehnologici cu profilare si torsiune simultane.
6. Efectuarea unor studii experimentale ale parametrilor tehnologici de proces care să asigure o precizie dimensională ridicată a țevilor poliedrice și verificarea adecvării calculării parametrilor tehnologici de profilare folosind un model matematic.
Metode de cercetare. Studiile teoretice s-au bazat pe principiile și ipotezele de bază ale teoriei desenului, teoria elasticității, metoda mapărilor conformale și matematica computațională.
Studiile experimentale au fost efectuate în condiții de laborator folosind metode de planificare a experimentelor matematice pe o mașină de testare universală TsDMU-30.
Autorul apără rezultatele calculării parametrilor tehnologici și structurali ai profilării țevilor cu mai multe fațete folosind desenul fără dorn: o metodă de calcul a rezistenței unei matrițe profilate ținând cont de sarcinile normale în canal; o metodă de calcul a parametrilor tehnologici ai procesului de profilare a țevilor cu mai multe fațete prin tragere fără dorn; o metodă pentru calcularea parametrilor tehnologici în timpul profilării și torsii simultane în timpul tragerii fără dorn a țevilor multifațete cu pereți subțiri cu șurub; rezultatele studiilor experimentale.
Noutate științifică. Au fost stabilite modelele de modificări ale condițiilor de forță în timpul profilării țevilor cu mai multe fațete prin tragere fără dorn, ținând cont de legea neliniară a călirii, anizotropia proprietăților și geometria complexă a canalului matriței. Problema determinării stării solicitate a unei matrițe profilate sub influența sarcinilor normale din canal a fost rezolvată. Se oferă o înregistrare completă a ecuațiilor stării de efort-deformare cu profilare și torsiune simultană a unei țevi poliedrice.
Fiabilitatea rezultatelor cercetării este confirmată de o formulare matematică strictă a problemelor, utilizarea metodelor analitice pentru rezolvarea problemelor, metode moderne de realizare a experimentelor și prelucrare a datelor experimentale, reproductibilitatea rezultatelor experimentale, convergența satisfăcătoare a datelor calculate, experimentale și a rezultatelor practice. , conformitatea rezultatelor modelării cu tehnologia de fabricație și caracteristicile țevilor poliedrice finite.
Valoarea practică a lucrării este următoarea:
1. Au fost propuse moduri de producere a țevilor pătrate de 10x10x1mm din aliaj D1 de înaltă precizie, crescând randamentul cu 5%.
2. Dimensiunile matrițelor modelate au fost determinate pentru a asigura performanța acestora.
3. Combinarea operațiunilor de profilare și torsiune reduce ciclul tehnologic de fabricare a țevilor cu șuruburi polifațetate.
4. Calibrarea canalului matriței profilate pentru profilarea țevilor dreptunghiulare 32x18x2mm a fost îmbunătățită.
Aprobarea lucrării. Principalele prevederi ale lucrării de disertație au fost raportate și discutate la conferința internațională științifică și tehnică dedicată aniversării a 40 de ani a Uzinei Metalurgice Samara „Noi direcții pentru dezvoltarea producției și consumului de aluminiu și aliaje ale acestuia” (Samara: SSAU, 2000). ); a XI-a conferință interuniversitară „Modelare matematică și probleme de valoare limită”, (Samara: SSTU, 2001); a doua conferință științifică și tehnică internațională „Metalfizica, mecanica materialelor și procesele de deformare” (Samara: SSAU, 2004); XIV lecturi Tupo-Levsky: conferința științifică internațională a tinerilor (Kazan: KSTU, 2006); IX Lecturi Regale: conferință științifică internațională pentru tineret (Samara: SSAU, 2007).
Publicații Materialele care reflectă conținutul principal al disertației au fost publicate în 11 lucrări, inclusiv 4 în publicații științifice de top, evaluate de colegi, stabilite de Comisia Superioară de Atestare.
Structura și domeniul de activitate. Teza constă din convenții de bază, introducere, cinci capitole, bibliografie și anexe. Lucrarea este prezentată pe 155 de pagini de text dactilografiat, inclusiv 74 de figuri, 14 tabele, o bibliografie de 114 titluri și o anexă.
Autorul își exprimă recunoștința personalului Departamentului de Formare a Metalelor pentru sprijinul acordat, precum și conducătorului științific, profesor al catedrei, Doctor în Științe Tehnice. V.R. Kargin pentru comentarii valoroase și asistență practică în lucrare.
Teze similare specializare în Tehnologii și Mașini de prelucrare sub presiune, 03/05/05 cod VAK
Îmbunătățirea tehnologiei și echipamentelor pentru producția de țevi capilare din oțel inoxidabil 1984, candidat la științe tehnice Trubitsin, Alexander Filippovici
Îmbunătățirea tehnologiei de asamblare a desenului țevilor compozite cu secțiuni transversale complexe cu un nivel dat de tensiuni reziduale 2002, candidat la științe tehnice Fedorov, Mihail Vasilievici
Îmbunătățirea tehnologiei și proiectării matrițelor pentru producerea de profile hexagonale pe baza modelării în sistemul „piesă-uneltă” 2012, candidat la științe tehnice Malakanov, Sergey Alexandrovich
Studiul modelelor stării de efort-deformare a metalului în timpul tragerii țevii și dezvoltarea unei metodologii pentru determinarea parametrilor de forță ai tragerii pe un dorn cu auto-aliniere 2007, candidat la științe tehnice Malevich, Nikolai Alexandrovich
Îmbunătățirea echipamentelor, instrumentelor și mijloacelor tehnologice pentru desenarea țevilor longitudinale de înaltă calitate 2002, Candidat la Științe Tehnice Manokhina, Natalia Grigorievna
Încheierea disertației pe tema „Tehnologii și mașini pentru prelucrarea sub presiune”, Shokova, Ekaterina Viktorovna
PRINCIPALELE REZULTATE ȘI CONCLUZII ALE LUCRĂRII
1. Din analiza literaturii științifice și tehnice rezultă că unul dintre procesele raționale și productive de fabricare a țevilor poliedrice cu pereți subțiri (pătrate, dreptunghiulare, hexagonale, octogonale) este procesul de tragere fără dorn.
2. A fost elaborat un model matematic al procesului de profilare a țevilor cu mai multe fațete prin tragere fără dorn, care face posibilă determinarea condițiilor de forță ținând cont de legea neliniară de întărire, anizotropia proprietăților materialului țevii și geometria complexă a canalul matriței. Modelul este implementat în mediul de programare Delphi 7.0.
3. Folosind un model matematic s-a stabilit influența cantitativă a factorilor fizici, tehnologici și structurali asupra parametrilor de putere ai procesului de profilare a conductelor multifațetate prin tragere fără dorn.
4. Au fost dezvoltate metode pentru evaluarea umplerii colțurilor matriței și strângerea marginilor în timpul tragerii fără dorn a țevilor cu mai multe fațete.
5. A fost dezvoltată o metodă pentru calcularea rezistenței matrițelor modelate ținând cont de sarcinile normale în canal, bazată pe funcția de stres Airy, metoda cartografierii conformale și cea de-a treia teorie a rezistenței.
6. S-a construit experimental un model matematic cu trei factori pentru profilarea țevilor pătrate, care face posibilă selectarea parametrilor tehnologici care asigură acuratețea geometriei țevilor rezultate.
7. A fost dezvoltată și adusă la un nivel de inginerie o metodă de calcul a parametrilor tehnologici în timpul profilării și răsucirii simultane a țevilor cu mai multe fațete folosind desenul fără dorn.
8. Studiile experimentale ale procesului de profilare a țevilor poliedrice prin tragere fără dorn au arătat o convergență satisfăcătoare a rezultatelor analizei teoretice cu datele experimentale.
Lista de referințe pentru cercetarea disertației Candidată la științe tehnice Shokova, Ekaterina Viktorovna, 2008
1. A.c. 1045977 URSS, MKI3 V21SZ/02. Instrument pentru desenarea țevilor cu pereți subțiri Text. / V.N. Ermakov, G.P. Moiseev, A.B. Suntsov și alții (URSS). nr. 3413820; aplicarea 31.03.82; publ. 10/07/83, Buletin. nr. 37. - Zs.
2. A.c. 1132997 URSS, MKI3 V21SZ/00. Matriță compozită pentru desenarea profilelor poliedrice cu un număr par de fețe Text. / V.I. Rebrin, A.A. Pavlov, E.V. Nikulin (URSS). -Nr 3643364/22-02; aplicarea 16.09.83; publ. 01/07/85, Buletin. nr 1. -4s.
3. A.c. 1197756 URSS, MKI4V21S37/25. Metoda de fabricare a conductelor dreptunghiulare Text. / P.N. Kalinushkin, V.B. Furmanov și alții (URSS). nr. 3783222; cerere 24.08.84; publ. 15.12.85, Buletin. nr. 46. - 6s.
4. A.c. 130481 URSS, MKI 7s5. Dispozitiv pentru răsucirea profilelor necirculare prin desenarea textului. / V.L. Kolmogorov, G.M. Moiseev, Yu.N. Shakmaev și alții (URSS). nr. 640189; aplicarea 02.10.59; publ. 1960, Bull. nr. 15. -2s.
5. A.c. 1417952 URSS, MKI4V21S37/15. Metoda de fabricare a tevilor poliedrice profil Text. / A.B. Yukov, A.A. Shkurenko și alții (URSS). nr. 4209832; aplicarea 01/09/87; publ. 23.08.88, Buletin. nr. 31. - 5s.
6. A.c. 1438875 URSS, MKI3 V21S37/15. Metoda de fabricare a conductelor dreptunghiulare Text. / A.G. Mihailov, L.B. Maslan, V.P. Buzin și alții (URSS). nr. 4252699/27-27; aplicarea 28.05.87; publ. 23.11.88, Buletin. nr. 43. -4s.
7. A.c. 1438876 URSS, MKI3 V21S37/15. Dispozitiv pentru transformarea țevilor rotunde în țevi dreptunghiulare Text. / A.G. Mihailov, L.B. Maslan, V.P. Buzin și alții (URSS). nr. 4258624/27-27; aplicarea 06/09/87; publ. 23.11.88, Buletin. nr. 43. -Zs.
8. A.c. 145522 URSS MKI 7b410. Matriță pentru desenarea țevilor Text./E.V.
9. Kushch, B.K. Ivanov (URSS).-Nr. 741262/22; aplicarea 08/10/61; publ. 1962, Buletinul nr. 6. -Zs.
10. A.c. 1463367 URSS, MKI4 V21S37/15. Metoda de fabricare a tevilor poliedrice Text. / V.V. Yakovlev, V.A. Shurinov, A.I. Pavlov și V.A. Belyavin (URSS). nr. 4250068/23-02; aplicarea 13.04.87; publ. 03/07/89, Buletin. nr. 9. -2s.
11. A.c. 590029 URSS, MKI2V21SZ/00. Filiere pentru desenarea profilelor multifațetate cu pereți subțiri Text. /B.JI. Dyldin, V.A. Aleshin, G.P. Moiseev și alții (URSS). nr. 2317518/22-02; aplicarea 30.01.76; publ. 30.01.78, Buletin. nr. 4. -Zs.
12. A.c. 604603 URSS, MKI2 V21SZ/00. Matriță pentru desenarea firului dreptunghiular Text. /JI.C. Vatrushin, I.Sh. Berin, A.JI. Ceciurin (URSS). -Nr 2379495/22-02; aplicarea 07/05/76; Publ. 30/04/78, Buletinul Nr. 16. 2 p.
13. A.c. 621418 URSS, MKI2 V21SZ/00. Instrument pentru desenarea țevilor poliedrice cu un număr par de fețe Text. / G.A. Savin, V.I. Panchenko, V.K. Sidorenko, L.M. Shlosberg (URSS). nr. 2468244/22-02; aplicarea 29.03.77; publ. 30.08.78, Buletin. nr. 32. -2s.
14. A.c. 667266 URSS, MKI2 V21SZ/02. Text Voloka. / A.A. Fotov, V.N. Duev, G.P. Moiseev, V.M. Ermakov, Yu.G. Bun (URSS). nr. 2575030/22-02; aplicarea 02/01/78; publ. 15.06.79, Buletin. Nr. 22, -4s.
15. A.c. 827208 URSS, MKI3 V21SZ/08. Dispozitiv pentru realizarea conductelor de profil Text. / I.A. Lyashenko, G.P. Motseev, S.M. Podoskin și alții (URSS). nr. 2789420/22-02; cerere 29.06.79; publ. 05/07/81, Buletin. nr. 17. - Zs.
16. A.c. 854488 URSS, MKI3 V21SZ/02. Instrument de desen Text./
17. S.P. Panasenko (URSS). nr. 2841702/22-02; aplicarea 23.11.79; publ. 15.08.81, Buletin. nr. 30. -2s.
18. A.c. 856605 URSS, MKI3 V21SZ/02. Matrice pentru desenarea profilelor Text. / Yu.S. Zykov, A.G. Vasiliev, A.A. Kochetkov (URSS). nr. 2798564/22-02; aplicarea 19.07.79; publ. 23.08.81, Buletin. nr. 31. -Zs.
19. A.c. 940965 URSS, MKI3 V21SZ/02. Instrument pentru realizarea suprafețelor de profil Text. / I.A. Savelyev, Yu.S. Voskresensky, A.D. Osmanis (URSS).- Nr. 3002612; aplicarea 06.11.80; publ. 07/07/82, Buletin. nr. 25. Zs.
20. Adler, Yu.P. Proiectarea unui experiment de căutare conditii optime Text./ Yu.P. Adler, E.V. Markova, Yu.V. Granovsky M.: Nauka, 1971. - 283 p.
21. Alynevsky, JI.E. Forțele de tracțiune în timpul tragerii la rece a țevilor Text./ JI.E. Alşevski. M.: Metallurgizdat, 1952.-124 p.
22. Amenzade, Yu.A. Teoria elasticității Text./ Yu.A. Amenzade. M.: Şcoala superioară, 1971.-288p.
23. Argunov, V.N. Calibrarea profilelor profilate Text./ V.N. Argunov, M.Z. Ermanok. M.: Metalurgie, 1989.-206 p.
24. Aryshensky, Yu.M. Obținerea anizotropiei raționale în foi Text./ Yu.M. Aryshensky, F.V. Grechnikov, V.Yu. Aryshensky. M.: Metalurgie, 1987-141p.
25. Aryshensky, Yu.M Teoria și calculele deformării plastice a materialelor anizotrope Text./ Yu.M. Aryshensky, F.V. Grechnikov.- M.: Metalurgie, 1990.-304 p.
26. Bisk, M.B. Tehnologie rațională pentru fabricarea sculelor de desenare a țevilor Text./ M.B. Bisk-M.: Metalurgie, 1968.-141 p.
27. Vdovin, S.I. Metode de calcul și proiectare pe calculator a proceselor de ștanțare a foilor și semifabricatelor de profil Text./ S.I. Vdovin - M.: Inginerie mecanică, 1988.-160 p.
28. Vorobyov, D.N. Calibrarea sculelor pentru desenarea țevilor dreptunghiulare Text./ D.N. Vorobyov D.N., V.R. Kargin, I.I. Kuznetsova // Tehnologia aliajelor ușoare. -1989. -Nu. -P.36-39.
29. Vydrin, V.N. Productie de profile profilate de inalta precizie Text./ V.N. Vydrin şi colab. - M.: Metalurgie, 1977.-184 p.
30. Gromov, N.P. Teoria formării metalelor Text./N.P. Gromov -M.: Metalurgie, 1967.-340 p.
31. Gubkin, S.I. Critica metodelor existente de calcul a tensiunilor de operare in timpul prelucrarilor mecanice / S.I. Gubkin // Metode de inginerie pentru calculul proceselor tehnologice ale ingineriei mecanice. -M.: Mashgiz, 1957. P.34-46.
32. Gulieev, G.I. Stabilitatea secțiunii transversale a unei țevi în timpul reducerii Text./ G.I. Gulieev, P.N. Ivshin, V.K. Yanovich // Teoria și practica reducerii conductelor. pp. 103-109.
33. Gulieev, Yu.G. Modelarea matematică a proceselor OMD Text./ Yu.G. Gulyaev, S.A. Chukmasov, A.B. Gubinsky. Kiev: Nauk. Dumka, 1986. -240 p.
34. Gulyaev, Yu.G Creșterea preciziei și calității țevilor Text./ Yu.G. Gulieev, M.Z. Volodarsky, O.I. Lev şi colab. - M.: Metalurgie, 1992.-238p.
35. Gun, G.Ya. Fundamentele teoretice ale formarii metalelor Text / G.Ya. Terorist. M.: Metalurgie, 1980. - 456 p.
36. Gun, G.Ya. Formarea plastică a metalelor Text./ G.Ya. Gun, P.I. Polukhin, B.A. Prudkovski. M.: Metalurgie, 1968. -416 p.
37. Danchenko, V.N. Productie tevi profil Text./ V.N. Danchenko,
38. V.A. Sergheev, E.V. Nikulin. M.: Intermet Engineering, 2003. -224 p.
39. Dnestrovsky, N.Z. Desen metale neferoase Text./N.Z. Dnestrovski. M.: Stat. științific-tehnic ed. aprins. de h. şi culoare. metalurgie, 1954. - 270 p.
40. Dorokhov, A.I. Modificarea perimetrului la desenarea țevilor în formă Text./ A.I. Dorokhov // Buletin. științific-tehnic Informații VNITI. M.: Metallurg-izdat, 1959. - Nr. 6-7. - P.89-94.
41. Dorokhov, A.I. Determinarea diametrului piesei inițiale de prelucrat pentru tragere și laminare fără arbore a țevilor dreptunghiulare, triunghiulare și hexagonale Text./ A.I. Dorokhov, V.I. Shafir // Producția de țevi / VNITI. M., 1969. - Numărul 21. - P. 61-63.
42. Dorokhov, A.I. Tensiuni axiale în timpul tragerii țevilor profilate fără dorn Text./ A.I. Dorokhov // Tr. UkrNITI. M.: Metallugizdat, 1959. - Numărul 1. - P.156-161.
43. Dorokhov, A.I. Perspective pentru producerea țevilor profilate deformate la rece și baza tehnologiei moderne pentru producerea acestora Text./ A.I. Dorokhov, V.I. Rebrin, A.P. Usenko// Tevi de tipuri economice: M.: Metalurgie, 1982. -S. 31-36.
44. Dorokhov, A.I. Calibrarea rațională a rolelor de mori multistand pentru producția de țevi dreptunghiulare Text./ A.I. Dorokhov, P.V. Savkin, A.B. Kolpakovski //Progresul tehnic în producția de țevi. M.: Metalurgie, 1965.-S. 186-195.
45. Emelyanenko, P.T. Laminare tevi si productie profile tevi Text./ P.T. Emelyanenko, A.A. Shevchenko, S.I. Borisov. M.: Metallurgizdat, 1954.-496 p.
46. Ermanok, M.Z. Presare panouri din aliaje de aluminiu. M.: Metalurgie. - 1974. -232 p.
47. Ermanok, M.Z. Utilizarea desenului fără dorn în producția de țevi de 1" Text. / M.Z. Ermanok. M.: Tsvetmetinformatsiya, 1965. - 101 p.
48. Ermanok, M.Z. Dezvoltarea teoriei desenului Text./ M.Z. Ermanok // Metale neferoase. -1986. Nr. 9.- p. 81-83.
49. Ermanok, M.Z. Tehnologie rațională pentru producerea țevilor dreptunghiulare din aluminiu Text./ M.Z. Ermanok M.Z., V.F. Kleimenov. // Metale neferoase. 1957. - Nr. 5. - P.85-90.
50. Zykov, Yu.S. Raportul optim al deformațiilor la desenarea profilelor dreptunghiulare Text./ Yu.S. Zykov, A.G. Vasiliev, A.A. Kochetkov // Metale neferoase. 1981. - Nr. 11. -P.46-47.
51. Zykov, Yu.S. Influența profilului canalului de desen asupra forței de tragere Text./Yu.S. Zykov // Știri ale universităților. Metalurgia feroasă. 1993. -№2. - P.27-29.
52. Zykov, Yu.S. Studiul formei combinate a profilului longitudinal al zonei de lucru a matriței Text./ Yu.S. Zykov // Metalurgia și chimia cocsului: Prelucrarea metalelor sub presiune. - Kiev: Tehnologie, 1982. - Numărul 78. pp. 107-115.
53. Zykov, Yu.S. Parametri optimi pentru desenarea profilelor dreptunghiulare Text./ Yu.S. Zykov // Megalas colorate. 1994. - Nr. 5. - P.47-49. .
54. Zykov, Yu.S. Parametri optimi ai procesului de desenare a profilului dreptunghiular Text./ Yu.S. Zykov // Metale neferoase. 1986. - Nr. 2. - pp. 71-74.
55. Zykov, Yu.S. Unghiuri optime de tragere ale metalului întărit Text./ Yu.S. Zykov.// Știri ale universităților. 4M. 1990. - Nr. 4. - P.27-29.
56. Ilyushin, A.A. Plastic. Prima parte. Deformatii elastico-plastice Text./ A.A. Ilyushin. -M.: MSU, 2004. -376 p.
57. Kargin, V.R. Analiza desenului fără dorn a țevilor cu pereți subțiri cu contratension Text./ V.R. Kargin, E.V. Shokova, B.V. Kargin // Buletinul SSAU. Samara: SSAU, 2003. - Nr. 1. - P.82-85.
58. Kargin, V.R. Introducere în specialitatea modelării metalelor
59. Text: manual/ V.R. Kargin, E.V. Şokova. Samara: SSAU, 2003. - 170 p.
60. Kargin, V.R. Desen țevi cu șurub Text./ V.R. Kargin // Metale neferoase. -1989. nr. 2. - P.102-105.
61. Kargin, V.R. Fundamentele experimentului ingineresc Text: manual / V.R. Kargin, V.M. Zaitsev. Samara: SSAU, 2001. - 86 p.
62. Kargin, V.R. Calcul scule pentru desenarea profilelor pătrate și a țevilor Text./ V.R. Kargin, M.V. Fedorov, E.V. Shokova // Știrile Centrului Științific Samara al Academiei Ruse de Științe. 2001. - Nr. 2. - T.Z. - P.23 8-240.
63. Kargin, V.R. Calculul îngroșării pereților țevii în timpul tragerii fără dorn Text./ V.R. Kargin, B.V. Kargin, E.V. Shokova // Producția de achiziții în inginerie mecanică. 2004. -№1. -P.44-46.
64. Kasatkin, N.I. Studiul procesului de profilare a conductelor dreptunghiulare Text./ N.I. Kasatkin, T.N. Khonina, I.V. Komkova, M.P. Panova / Cercetarea proceselor de prelucrare a metalelor neferoase prin presiune. - M.: Metalurgie, 1974. Ediţia. 44. - p. 107-111.
65. Kirichenko, A.N. Analiza rentabilității diferitelor metode de producere a țevilor de profil cu o grosime constantă a peretelui de-a lungul perimetrului Text / A.N. Kirichenko, A.I. Gubin, G.I. Denisova, N.K. Khudyakova // Tipuri economice de țevi. -M., 1982. -S. 31-36.
66. Kleimenov, V.F. Selectarea unei piese de prelucrat și calcularea unui instrument pentru desenarea țevilor dreptunghiulare din aliaje de aluminiu Text./ V.F. Kleimenov, R.I. Muratov, M.I. Ehrlich // Tehnologia aliajelor ușoare.-1979.- Nr. 6.- P.41-44.
67. Kolmogorov, V.L. Instrument de desen Text./ V.L. Kolmogorov, S.I. Orlov, V.Yu. Şevliakov. -M.: Metalurgie, 1992. -144 p.
68. Kolmogorov, B.JI. Tensiuni. Deformari. Text de distrugere./ B.JT. Kolmogorov. M.: Metalurgie, 1970. - 229 p.
69. Kolmogorov, B.JI. Probleme tehnologice de desen și presare Text: manual / B.JI. Kolmogorov. -Sverdlovsk: UPI, 1976. -Numărul 10. -81s.
70. Koppenfels, V. Practica cartografiilor conformale Text. / V. Koppenfels, F. Stahlman. M.: IL, 1963. - 406 p.
71. Koff, Z.A. Laminarea la rece a țevilor Text. / Z.A. Koff, P.M. Soloveichik, V.A. Aleshin și alții Sverdlovsk: Metallurgizdat, 1962. - 432 p.
72. Krupman, Yu.G. Starea actuală a producției mondiale de țevi Text./ Yu.G. Krupman, J1.C. Lyakhovetsky, O.A. Semenov. M.: Metalurgie, 1992. -81 p.
73. Levanov, A.N. Frecarea de contact în procesele de inginerie mecanică Text. LA.N. Levanov, V.L. Kolmagorov, S.L. Burkin şi colab. M.: Metalurgie, 1976. - 416 p.
74. Levitansky, M.D. Calculul standardelor tehnice și economice pentru producerea țevilor și profilelor din aliaje de aluminiu pe computere personale Text./ M.D. Levitansky, E.B. Makovskaya, R.P. Nazarova // Metale neferoase. -19,92. -Nu 2. -P.10-11.
75. Lysov, M.N. Teoria și calculul proceselor de fabricație a pieselor prin metode de îndoire Text./ M.N. Lysov M.: Inginerie mecanică, 1966. - 236 p.
76. Muskhelishvili, N.I. Câteva probleme de bază ale teoriei matematice a elasticităţii Text./ N.I. Muskhelishvili. M.: Nauka, 1966. -707 p.
77. Osadchiy, V.Ya. Studiul parametrilor de putere ai profilării țevilor în matrițe și calibre cu role Text./ V.Ya. Osadchiy, S.A. Stepantsov // Oțel. -1970. -Nr 8.-P.732.
78. Osadchiy, V.Ya. Caracteristici de deformare la fabricarea țevilor de profil de secțiuni dreptunghiulare și variabile Text./ V.Ya. Osadchiy, S.A. Stepantsov // Oțel. 1970. - Nr. 8. - P.712.
79. Osadchiy, V.Ya. Calculul tensiunilor și forțelor la desenarea țevilor Text./
80. V.Ya. Osadchiy, A.JI. Vorontsov, S.M. Karpov // Producția de produse laminate. 2001. - Nr 10.- P.8-12.
81. Osadchiy, S.I. Stare de efort-deformare în timpul profilării Text./ V.Ya. Osadchiy, S.A. Getia, S.A. Stepantsov // Știrile universităților. Metalurgia feroasă. 1984. -№9. -P.66-69.
82. Parshin, B.C. Fundamentele perfecţionării sistematice a proceselor şi morilor de trefilare la rece Text./ B.C. Parshin. Krasnoyarsk: Editura Krasnoyarsk. Universitatea, 1986. - 192 p.
83. Parshin, B.C. Tragere la rece a conductelor Text./ B.C. Parshin, A.A. Fotov, V.A. Aleshin. M.: Metalurgie, 1979. - 240 p.
84. Perlin, I.L. Teoria desenului Text./ I.L. Perlin, M.Z. Ermanok. -M.: Metalurgie, 1971.- 448 p.
85. Perlin, P.I. Recipiente pentru lingouri plate Text./ P.I. Perlin, L.F. Tolchenova //Sb. tr. VNIImetmash. ONTI VNIIMetmash, 1960. - Nr. 1. -P.136-154.
86. Perlin, P.I. Metoda de calcul a recipientelor pentru presarea unui lingot plat Text./ P.I. Perlin // Buletinul de inginerie mecanică 1959. - Nr. 5. - P.57-58.
87. Popov, E.A. Fundamentele teoriei ștanțarii tablei Text. / E.A.Popov. -M.: Inginerie mecanică, 1977. 278 p.
88. Potapov, I.N. Teoria producerii conductelor Text./ I.N. Potapov, A.P. Kolikov, V.M. Druyan și colab. M.: Metalurgie, 1991. - 406 p.
89. Ravin, A.N. Instrument de modelare pentru presarea și desenarea profilelor Text./ A.N. Ravin, E.Sh. Suhodrev, L.R. Dudetskaya, V.L. Shcherbanyuk - Minsk: Știință și tehnologie, 1988. 232 p.
90. Rachtmeier, R.D. Metode de diferență pentru rezolvarea problemelor cu valori la limită Text./ R.D. Rachtmeyer. M.: Mir, 1972. - 418s!
91. Savin, G.A. Desen conductă Text./ G.A. Savin. M.: Metalurgie, 1993.-336 p.
92. Savin, G.N. Distribuția tensiunii în apropierea găurilor Text./ G.N.
93. Savin. Kiev: Naukova Dumka, 1968. - 887 p.
94. Segerlind, JI. Aplicarea textului FEM./ JI. Segerlind. M.: Mir, 1977. - 349 p.
95. Smirnov-Alyaev, G.A. Problemă axisimetrică a teoriei curgerii plastice în timpul comprimării, expansiunii și tragerii țevilor Text / G.A. Smirnov-Alyaev, G.Ya. Gun // Știri ale universităților. Metalurgia feroasă. 1961. - Nr. 1. - P. 87.
96. Storojev, M.V. Teoria formării metalelor Text./ M.V. Storojev, E.A. Popov. M.: Inginerie mecanică, 1977. -432 p.
97. Timoşenko, S.P. Rezistenta materialelor Text./S.P. Timoşenko - M.: Nauka, 1965. T. 1,2.-480 p.
98. Timoşenko, S.P. Stabilitatea sistemelor elastice Text./S.P. Timosenko. M.: GITTL, 1955. - 568 p.
99. Trusov, P.V. Studiul procesului de profilare a conductelor canelate Text./ P.V. Trusov, V.Yu. Stolbov, I.A. Kron//Formarea metalelor. -Sverdlovsk, 1981. Nr. 8. - P.69-73.
100. Hooken, V. Pregătirea țevilor pentru tragere, metode de tragere și echipamente utilizate la desen Text / V. Hooken // Producția țevilor. Dusseldorf, 1975. Trad. cu el. M.: Metallurgizdat, 1980. - 286 p.
101. Shevakin, Yu.F. Calculatoare în producția de țevi Text./ Yu.F. Shevakin, A.M. Rytikov. M.: Metalurgie, 1972. -240 p.
102. Shevakin, Yu.F. Calibrarea sculelor pentru desenarea țevilor dreptunghiulare Text./ Yu.F. Shevakin, N.I. Kasatkin // Cercetarea proceselor de tratare sub presiune a metalelor neferoase. -M.: Metalurgie, 1971. Ediţia. nr. 34. - P.140-145.
103. Shevakin, Yu.F. Producția de țevi Text./ Yu.F. Shevakin, A.Z. Gleiberg. M.: Metalurgie, 1968. - 440 p.
104. Shevakin, Yu.F. Producția de țevi din metale neferoase Text./ Yu.F. Shevakin, A.M. Rytikov, F.S. Seydaliev M.: Metallurgizdat, 1963. - 355 p.
105. Shevakin, Yu.F., Rytikov A.M. Creșterea eficienței producției de țevi din metale neferoase Text./ Yu.F. Shevakin, A.M. Rytikov. M.: Metalurgie, 1968.-240 p.
106. Shokova, E.V. Calibrarea sculelor pentru desenarea țevilor dreptunghiulare Text./ E.V. Shokova // XIV Lecturi Tupolev: Conferința științifică internațională pentru tineret, Universitatea de Stat din Kazan. tehnologie. univ. Kazan, 2007. - Volumul 1. - P. 102103.
107. Shurupov, A.K., Freyberg M.A. Productie tevi cu profile economice Text./A.K. Shurupov, M. A. Freiberg - Sverdlovsk: Metallurgizdat, 1963-296 p.
108. Yakovlev, V.V. Desen țevi dreptunghiulare precizie crescută Text./ V.V. Yakovlev, B.A. Smelnitsky, V.A. Balyavin şi alţii //Oţel.-1981.-Nr.6-P.58.
109. Yakovlev, V.V. Tensiuni de contact în timpul tragerii țevilor fără dorn. Text./ V.V. Yakovlev, V.V. Ostryakov // Colecție: producție de țevi fără sudură. -M.: Metalurgie, 1975. -Nr 3. -P.108-112.
110. Yakovlev, V.V., Desenul țevilor dreptunghiulare pe un dorn mobil Text./ V.V. Yakovlev, V.A. Shurinov, V.A. Balyavin; VNITI. Dnepropetrovsk, 1985. - 6 p. - Dep. în Chermetinformare 13.05.1985, Nr. 2847.
111. Automatische fertingund vou profiliohren Becker H., Brockhoff H., „Blech Rohre Profile”. 1985. -№32. -C.508-509.
Vă rugăm să rețineți că textele științifice prezentate mai sus sunt postate doar în scop informativ și au fost obținute prin recunoașterea textului disertației originale (OCR). În acest sens, ele pot conține erori asociate algoritmilor de recunoaștere imperfect. Nu există astfel de erori în fișierele PDF ale disertațiilor și rezumatelor pe care le livrăm.
UDC 621.774.3
STUDIUL DINAMICII MODIFICĂRII GROSIMII PEREȚILOR ȚEI ÎN TIMPUL REDUCERII
K.Yu. Yakovleva, B.V. Barichko, V.N. Kuznețov
Sunt prezentate rezultatele unui studiu experimental al dinamicii modificărilor grosimii peretelui țevii în timpul laminarii și tragerii în matrițe monolitice și cu role. S-a demonstrat că odată cu creșterea gradului de deformare se observă o creștere mai intensă a grosimii peretelui țevii în procesele de laminare și tragere în matrițe cu role, ceea ce face ca utilizarea acestora să fie promițătoare.
Cuvinte cheie: țevi deformate la rece, țevi cu pereți groși, tragere țevi, grosimea peretelui țevii, calitatea suprafeței interioare a țevii.
Tehnologia existentă pentru producția de țevi cu pereți groși de diametru mic deformate la rece din oțeluri rezistente la coroziune implică utilizarea proceselor de laminare la rece în laminoarele la rece și tragerea ulterioară fără arbore în matrițe monolitice. Se știe că producerea țevilor de diametru mic prin laminare la rece este asociată cu o serie de dificultăți din cauza scăderii rigidității sistemului „tijă-mandrin”. Prin urmare, pentru a produce astfel de țevi, se utilizează un proces de tragere, în principal fără dorn. Natura modificării grosimii peretelui țevii în timpul tragerii fără dorn este determinată de raportul dintre grosimea peretelui S și diametrul exterior D, iar valoarea absolută a modificării nu depășește 0,05-0,08 mm. În acest caz, se observă îngroșarea peretelui la raportul S/D< 0,165-0,20 в зависимости от наружного диаметра заготовки . Для данных соотношений размеров S/D коэффициент вытяжки д при волочении труб из коррозионно-стойкой стали не превышает значения 1,30 , что предопределяет многоцикличность известной технологии и требует привлечения новых способов деформации.
Scopul lucrării este un studiu experimental comparativ al dinamicii modificărilor grosimii peretelui țevii în procesele de reducere prin laminare, tragere în matrițe monolitice și cu role.
Ca semifabricate au fost utilizate țevi deformate la rece: dimensiuni 12,0x2,0 mm (S/D = 0,176), 10,0x2,10 mm (S/D = 0,216) din oțel 08Х14МФ; dimensiuni 8,0x1,0 mm (S/D = 0,127) din otel 08Х18Н10Т. Toate conductele erau în stare recoaptă.
Tresarea în matrițe monolitice a fost efectuată pe o moară de trefilare cu lanț cu o forță de 30 kN. Pentru trafarea cu role s-a folosit o matriță cu perechi de role decalate VR-2/2.180. Desenarea într-o matriță cu role a fost efectuată folosind un sistem de măsurare cu cerc oval. Reducerea țevilor prin laminare a fost efectuată conform schemei de calibrare „oval-oval” într-un suport cu două role cu role cu diametrul de 110 mm.
La fiecare etapă de deformare au fost prelevate probe (5 bucăți pentru fiecare opțiune de cercetare) pentru a măsura diametrul exterior, grosimea peretelui și rugozitatea suprafeței interioare. Dimensiunile geometrice și rugozitatea suprafeței țevilor au fost măsurate folosind un șubler electronic TTTTs-TT. micrometru electronic spot, profilometru Surftest SJ-201. Toate instrumentele și dispozitivele au trecut verificarea metrologică necesară.
Parametrii deformarii la rece a conductelor sunt prezentați în tabel.
În fig. 1 prezintă grafice ale dependenței mărimii creșterii relative a grosimii peretelui de gradul de deformare e.
Analiza graficelor din Fig. 1 arată că la rularea și tragerea într-o matriță cu role, în comparație cu procesul de tragere într-o matriță monolitică, se observă o modificare mai intensă a grosimii peretelui țevii. Acest lucru, potrivit autorilor, se datorează diferenței stării de solicitare a metalului: în timpul laminare și trafare cu role, tensiunile de tracțiune în zona de deformare au valori mai mici. Locația curbei de modificare a grosimii peretelui în timpul tragerii rolelor sub curba de modificare a grosimii peretelui în timpul rulării se datorează tensiunilor de tracțiune ușor mai mari în timpul tragerii rolei, datorită aplicării axiale a forței de deformare.
Extremul funcției de modificare a grosimii peretelui din gradul de deformare sau compresie relativă de-a lungul diametrului exterior observat în timpul rulării corespunde valorii S/D = 0,30. Prin analogie cu reducerea la cald prin laminare, unde se observă o scădere a grosimii peretelui la S/D > 0,35, se poate presupune că reducerea la rece prin laminare se caracterizează printr-o scădere a grosimii peretelui la un raport de S/D > 0,30.
Deoarece unul dintre factorii care determină natura modificării grosimii peretelui este raportul dintre tensiunile de tracțiune și radiale, care, la rândul său, depinde de parametri.
Număr de trecere Dimensiunile conductei, mm S,/D, Si/Sc Di/Do є
Reducere prin laminare (țevi din oțel de calitate 08Х14МФ)
O 9.98 2.157 O.216 1.O 1.O 1.O O
1 9,52 2,2ЗО О,2З4 1,ОЗ4 О,954 1 ,ОЗ 8 О,О4
2 8.1O 2.35O O.29O 1 .O89 O.812 1.249 O.2O
Z 7.O1 2.Z24 O.ZZ2 1.O77 O.7O2 1.549 O.Z5
Reducere prin laminare (țevi din oțel de calitate 08Х18Н10Т)
О 8,О6 1,О2О О,127 1,О 1,О 1,О O
1 7.OZ 1.1ZO O.161 1.1O8 O.872 1.O77 O.O7
2 6,17 1,225 0,199 1,201 O.766 1,185 O.16
Z 5.21 1.Z1O O.251 1.284 O.646 1.4O6 O.29
Reducere prin tragere într-o matriță cu role (țevi din oțel de calitate 08Х14МФ)
О 12,ОО 2,11 О,176 1,О 1,О 1,О O
1 1O.98 2.2O O.2OO 1 .O4Z O.915 1.O8O O.O7
2 1O.O8 2.27 O.225 1.O76 O.84O 1.178 O.15
Z 9.O1 2,ZO O.2O1 1.O9O O.751 1.Z52 O.26
Reducere prin tragere într-o matriță monolitică (țevi din oțel de calitate 08Х14МФ)
О 12,ОО 2,11О О,176 1,О 1,О 1,О O
1 1О.97 2.1З5 0.195 1.О12 О.914 1.1О6 О.1О
2 9.98 2.157 O.216 1.O22 O.8Z2 1.118 O.19
Z 8.97 2.16O O.241 1.O24 O.748 1.147 O.ZO
Di, Si sunt diametrul exterior și grosimea peretelui conductei în pasajul i, respectiv.
Orez. 1. Dependența creșterii relative a grosimii peretelui conductei de gradul de deformare
ra S/D, atunci este important să se studieze influența raportului S/D asupra poziției extremului funcției de modificare a grosimii peretelui conductei în timpul procesului de reducere. Conform lucrării, la rapoarte S/D mai mici, valoarea maximă a grosimii peretelui conductei se observă la deformații mari. Acest fapt a fost studiat folosind exemplul procesului de reducere prin laminare țevi cu dimensiunile 8,0x1,0 mm (S/D = 0,127) din oțel 08Х18Н10Т în comparație cu datele privind țevile laminare cu dimensiunile 10,0x2,10 mm (S/D = 0,216) din oțel 08Х14МФ. Rezultatele măsurătorilor sunt prezentate în Fig. 2.
Gradul critic de deformare la care a fost observată grosimea maximă a peretelui la rularea țevilor cu raportul
S/D = 0,216, a însumat 0,23. La rularea țevilor din oțel 08Х18Н10Т, creșterea extremă a grosimii peretelui nu a fost atinsă, deoarece raportul dimensiunii țevii S/D, chiar și la gradul maxim de deformare, nu a depășit 0,3. O circumstanță importantă este că dinamica creșterii grosimii peretelui la reducerea țevilor prin laminare este invers dependentă de raportul de dimensiune S/D al țevii originale, așa cum este demonstrat de graficele prezentate în Fig. 2, a.
Analiza curbelor din Fig. 2, b mai arată că modificarea raportului S/D în timpul procesului de laminare a țevilor din oțel de calitate 08Х18Н10Т și a țevilor din oțel de calitate 08Х14МФ are un caracter calitativ similar.
S0/A)=O.127 (08Х18Н10Т)
S0/00=0,216 (08Х14МФ)
Gradul de deformare, b
VA=0;216 (08Х14МФ)
(So/Da=0A21 08X18H10T) _
Gradul de deformare, є
Orez. 2. Modificarea grosimii peretelui (a) și a raportului S/D (b) în funcție de gradul de deformare la rularea țevilor cu rapoarte S/D inițiale diferite
Orez. 3. Dependența valorii relative a rugozității suprafeței interioare a țevilor de gradul de deformare
În procesul de reducere în diverse moduri Rugozitatea suprafeței interioare a țevilor a fost evaluată și prin abaterea medie aritmetică a înălțimii microrugozităților Ra. În fig. Figura 3 prezintă grafice ale dependenței valorii relative a parametrului Ra de gradul de deformare la reducerea țevilor prin laminare și tragere în matrițe monolitice Rar, Ra0 - respectiv, parametrii de rugozitate
vaticitatea suprafeţei interioare a conductelor în pasajul i şi pe conducta originală).
Analiza curbelor din Fig. 3 arată că în ambele cazuri (laminare, trefilare), o creștere a gradului de deformare în timpul reducerii duce la o creștere a parametrului Ra, adică înrăutățește calitatea suprafeței interioare a țevilor. Dinamica modificării (creșterii) parametrului de rugozitate cu gradul de deformare în creștere în cazul re-
canalizarea țevilor prin rulare în treceri cu două role depășește semnificativ (aproximativ de două ori) același indicator în procesul de tragere în matrițe monolitice.
De asemenea, trebuie remarcat faptul că dinamica modificărilor parametrului de rugozitate al suprafeței interioare este în concordanță cu descrierea de mai sus a dinamicii modificărilor grosimii peretelui pentru metodele de reducere luate în considerare.
Pe baza rezultatelor cercetării se pot trage următoarele concluzii:
1. Dinamica modificărilor grosimii peretelui conductei pentru metodele de reducere la rece luate în considerare este de același tip - îngroșare intensă cu creșterea gradului de deformare, o încetinire ulterioară a creșterii grosimii peretelui cu atingerea unei anumite valori maxime la un anumit raport de dimensiune a conductei S/D și o scădere ulterioară a creșterii grosimii peretelui.
2. Dinamica modificărilor grosimii peretelui țevii este invers legată de raportul de dimensiune a țevii originale S/D.
3. Cea mai mare dinamică de creștere a grosimii peretelui se observă în procesele de laminare și tragere în matrițe cu role.
4. O creștere a gradului de deformare în timpul reducerii prin laminare și tragere în matrițe monolitice duce la o deteriorare a stării suprafeței interioare a țevilor, în timp ce creșterea parametrului de rugozitate Ra în timpul laminarii are loc mai intens decât în timpul trafilării. Ținând cont de concluziile făcute și de natura modificării grosimii peretelui în timpul deformării, se poate susține că pentru tragerea țevilor în matrițe cu role, modificarea
Modificarea parametrului Ra va fi mai puțin intensă decât la rulare și mai intensă în comparație cu desenul monolitic.
Informațiile obținute despre legile procesului de reducere la rece vor fi utile în proiectarea traseelor pentru producerea țevilor deformate la rece din oțeluri rezistente la coroziune. În același timp, utilizarea procesului de tragere în matrițele cu role este promițătoare pentru creșterea grosimii peretelui conductei și reducerea numărului de treceri.
Literatură
1. Bisk, M.B. Deformare la rece tevi de otel. În 2 ore Partea 1: Pregătire pentru deformare și desen / M.B. Bisk, I.A. Grehov, V.B. Slavin. -Sverdlovsk: Uralii de mijloc. carte editura, 1976. - 232 p.
2. Savin, G.A. Desenul țevilor / G.A. Savin. -M: Metalurgie, 1993. - 336 p.
3. Shveikin, V.V. Tehnologia laminarii la rece si reducerea tevilor: manual. indemnizație / V.V. Shveikin. - Sverdlovsk: Editura UPI im. CM. Kirov, 1983. - 100 p.
4. Tehnologie și echipamente pentru producția de țevi / V.Ya. Osadchiy, A.S. Vavilin, V.G. Zimovets şi colab.; editat de V.Ya. Osadhie. - M.: Intermet Engineering, 2007. - 560 p.
5. Barichko, B.V. Fundamentele proceselor tehnologice ale ingineriei mecanice: note de curs / B.V. Barichko, F.S. Dubinsky, V.I. Krainov. - Chelyabinsk: Editura SUSU, 2008. - 131 p.
6. Potapov, I.N. Teoria producției de țevi: manual. pentru universități / I.N. Potapov, A.P. Kolikov, V.M. Druyan. - M.: Metalurgie, 1991. - 424 p.
Yakovleva Ksenia Yurievna, cercetător junior, JSC Institutul de Cercetare Rusă al Industriei Țevilor (Celiabinsk); [email protected].
Barichko Boris Vladimirovici, șef adjunct al Departamentului de țevi fără sudură, JSC Institutul de Cercetare a Industriei Țevilor din Rusia (Celiabinsk); [email protected].
Kuznetsov Vladimir Nikolaevici, șeful laboratorului de deformare la rece al laboratorului central al uzinei, Sinarsky Pipe Plant OJSC (Kamensk-Uralsky); [email protected].
Buletinul Universității de Stat din Uralul de Sud
Seria „Metalurgie” ___________2014, vol. 14, nr. 1, p. 101-105
STUDIUL MODIFICĂRILOR DINAMICE ALE GROSIMII PEREȚILOR ȚEI ÎN PROCESUL DE REDUCERE
K.Yu. Yakovleva, Institutul Rus de Cercetare a Industriilor de Tuburi și Conducte (RosNITI), Chelyabinsk, Federația Rusă, [email protected],
B.V. Barichko, Institutul Rus de Cercetare al Industriilor de Tuburi și Țevi (RosNITI), Chelyabinsk, Federația Rusă, [email protected],
V.N. Kuznetsov, SA „Uzina de țevi Sinarsky”, Kamensk-Uralsky, Federația Rusă, [email protected]
Sunt descrise rezultatele studiului experimental al modificărilor dinamice ale grosimii peretelui țevii în timpul rulării, tragerea atât în matrițe dintr-o singură piesă, cât și în role. Rezultatele arată că, odată cu creșterea deformației, creșterea mai rapidă a grosimii peretelui țevii se observă la rularea și tragerea cu matrițele cu role. Se poate trage concluzia că utilizarea matrițelor cu role este cea mai promițătoare.
Cuvinte cheie: țevi formate la rece, țevi cu pereți groși, țevi, grosimea peretelui țevii, calitatea suprafeței interioare a țevii.
1. Bisk M.B., Grehov I.A., Slavin V.B. Kholodnaya deformatsiya stal"nykh trub. Podgotovka k deformatsii i volochenie. Sverdlovsk, Middle Ural Book Publ., 1976, vol. 1. 232 p.
2. Savin G.A. Volochenie trub. Moscova, Metallurgiya Publ., 1993. 336 p.
3. Shveykin V.V. Tekhnologiya kholodnoy prokatki i redutsirovaniya trub. Sverdlovsk, Ural Polytechn. Inst. Publ., 1983. 100 p.
4. Osadchiy V.Ya., Vavilin A.S., Zimovets V.G. et al. Tehnologiya i obrudovanie trubnogo proizvodstva. Osadchiy V.Ya. (Ed.). Moscova, Intermet Engineering Publ., 2007. 560 p.
5. Barichko B.V., Dubinskiy F.S., Kraynov V.I. Osnovy tekhnologicheskikh protsessov OMD. Chelyabinsk, St. Ural de Sud. Univ. Publ., 2008. 131 p.
6. Potapov I.N., Kolikov A.P., Druyan V.M. Teoria trubnogo proizvodstva. Moscova, Metallurgiya Publ., 1991. 424 p.