Sulla sezione ridotta dei profili a parete sottile a T, angolari e a croce dopo perdita locale di stabilità. Grezzo per ridurre tubi con tensione Studio di fattibilità del progetto

3.2 Calcolo della tavola mobile

Il principio di base della costruzione di un processo tecnologico negli impianti moderni è quello di produrre tubi di un diametro costante su un mulino continuo, che consente l'utilizzo di un pezzo e di un manicotto anch'essi di diametro costante. L'ottenimento di tubi del diametro richiesto è assicurato dalla riduzione. Questo sistema di funzionamento facilita e semplifica notevolmente l'installazione dei mulini, riduce il numero di utensili e, soprattutto, consente di mantenere un'elevata produttività dell'intera unità anche quando si laminano tubi di diametro minimo (dopo la riduzione).

Calcoliamo la tabella mobile rispetto all'avanzamento mobile secondo il metodo descritto in. Il diametro esterno del tubo dopo la riduzione è determinato dalle dimensioni dell'ultima coppia di rulli.

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

dove D p è il diametro del tubo finito dopo il mulino di riduzione.

Lo spessore della parete dopo i mulini continui e a riduzione dovrebbe essere uguale allo spessore della parete del tubo finito, vale a dire S n = Sp = S o = 3,2 mm.

Poiché da un mulino continuo esce un tubo dello stesso diametro, prendiamo D n = 94 mm. Nei mulini continui la calibrazione dei rulli garantisce che nelle ultime coppie di rulli il diametro interno del tubo sia 1-2 mm maggiore del diametro del mandrino, per cui il diametro del mandrino sarà pari a:

N =d n -(1..2)=D n -2S n -2=94-2*3.2-2=85.6 mm.

Consideriamo il diametro dei mandrini pari a 85 mm.

Il diametro interno del manicotto deve garantire il libero inserimento del mandrino ed è considerato 5-10 mm più grande del diametro del mandrino

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

Prendiamo il muro del rivestimento:

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

Il diametro esterno dei rivestimenti è determinato in base alla dimensione del diametro interno e allo spessore della parete:

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

Il diametro del pezzo utilizzato è D z = 120 mm.

Il diametro del mandrino del mulino per perforazione viene selezionato tenendo conto della quantità di laminazione, ad es. sollevamento del diametro interno della camicia, compreso tra il 3% e il 7% del diametro interno:

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

I coefficienti di trafilatura per i mulini a perforazione, continui e a riduzione sono determinati dalle formule:

,

Il fattore di allungamento complessivo è:

In modo simile è stata calcolata la tavola rotante per tubi con dimensioni di 48,3 × 4,0 mm e 60,3 × 5,0 mm.

Il tavolo rotante è presentato nella tabella. 3.1.

Tabella 3.1 - Tavola mobile TPA-80

3.3 Calcolo della taratura dei rulli di riduzione

La calibrazione del rotolo è importante parte integrale calcolo della modalità operativa del mulino. Determina in gran parte la qualità dei tubi, la durata dell'utensile, la distribuzione del carico sui supporti di lavoro e la guida.

Il calcolo della calibrazione del rullo include:

distribuzione delle deformazioni parziali nelle gabbie e calcolo dei diametri medi dei calibri;

determinazione delle dimensioni del calibro dei rulli.

3.3.1 Distribuzione delle deformazioni parziali

A seconda della natura dei cambiamenti nelle particolari deformazioni, le gabbie del mulino di riduzione possono essere divise in tre gruppi: la gabbia di testa all'inizio del mulino, in cui la riduzione aumenta intensamente man mano che la laminazione procede; un gruppo di sagome (all'estremità del mulino), in cui le deformazioni sono ridotte al minimo, e un gruppo di gabbie tra di loro (al centro), in cui le deformazioni parziali sono massime o prossime ad esse.

Quando si laminano tubi sotto tensione, i valori delle deformazioni parziali vengono presi in base alla condizione di stabilità del profilo del tubo ad un valore di tensione plastica che garantisce la produzione di un tubo di una determinata dimensione.

Il coefficiente di tensione plastica totale può essere determinato dalla formula:

,

Dove
- deformazioni assiali e tangenziali prese in forma logaritmica; Valore T determinato nel caso di un calibro a tre rulli utilizzando la formula

dove (S/D) cp è il rapporto medio tra spessore della parete e diametro durante il periodo di deformazione del tubo nel laminatoio; coefficiente k che tiene conto della variazione del grado di spessore del tubo.

,

,

dove m è il valore della deformazione totale del tubo lungo il suo diametro.

.

Il valore della riduzione parziale critica a tale coefficiente di tensione plastica, secondo , può raggiungere il 6% nel secondo supporto, il 7,5% nel terzo supporto e il 10% nel quarto supporto. Nella prima posizione, si consiglia di assumere entro il 2,5–3%. Tuttavia, per garantire una presa stabile, la quantità di compressione viene solitamente ridotta.

Anche nelle gabbie di prefinitura e finitura dello stabilimento la riduzione è ridotta, ma per ridurre il carico sui rulli e aumentare la precisione dei tubi finiti. Nell'ultima gabbia del gruppo calibratore la compressione viene presa pari a zero, la penultima è fino a 0,2 dalla compressione nell'ultima gabbia del gruppo centrale.

IN gruppo centrale stand pratica distribuzione uniforme e disomogenea delle deformazioni parziali. Con una distribuzione uniforme della compressione in tutti i popolamenti di questo gruppo, si presume che siano costanti. La distribuzione non uniforme delle deformazioni parziali può avere diverse opzioni e può essere caratterizzata dai seguenti modelli:

la compressione nel gruppo centrale viene proporzionalmente ridotta dalla prima all'ultima modalità di caduta;

nelle prime tribune del gruppo centrale le deformazioni parziali sono ridotte, mentre le restanti sono lasciate costanti;

la compressione nel gruppo centrale viene prima aumentata e poi diminuita;

nelle prime tribune del gruppo centrale le deformazioni parziali sono lasciate costanti, nel resto sono ridotte.

Con la diminuzione delle condizioni di deformazione nel gruppo centrale delle gabbie, le differenze nella potenza di laminazione e nel carico sulla trasmissione, causate da un aumento della resistenza alla deformazione del metallo durante la laminazione, diminuiscono a causa della diminuzione della sua temperatura e dell'aumento della il tasso di deformazione. Si ritiene che riducendo la riduzione alla fine del mulino si migliori anche la qualità della superficie esterna dei tubi e si riduca la differenza di spessore trasversale.

Nel calcolare la calibrazione del rullo, assumiamo una distribuzione uniforme della compressione.

I valori delle deformazioni particolari per le gabbie del mulino sono mostrati in Fig. 3.1.

Distribuzione della compressione

Sulla base dei valori accettati delle deformazioni parziali, i diametri medi dei calibri possono essere calcolati utilizzando la formula di produzione tubi, e, direttamente, ... fallimenti) durante produzione cemento espanso. A produzione il calcestruzzo espanso è utilizzato da vari... lavoratori direttamente collegati a produzione cemento espanso, indumenti speciali, ...

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Kholkin Evgeniy Gennadievich. Studio della stabilità locale di profili trapezoidali a parete sottile con longitudinale flessione trasversale: tesi... candidato scienze tecniche: 01.02.06 / Evgenij Gennadievich Kholkin; [Luogo di protezione: Ohm. stato tecnologia. Università].- Omsk, 2010.- 118 p.: ill. RSLOD, 61 10-5/3206

introduzione

1. Rassegna di studi sulla stabilità di elementi strutturali a piastre compresse 11

1.1. Definizioni e metodi di base per lo studio della stabilità dei sistemi meccanici 12

1.1.1, Algoritmo per lo studio della stabilità dei sistemi meccanici mediante il metodo statico 16

1.1.2. Approccio statico. Metodi: Eulero, nonidealità, energia 17

1.2. Modello matematico e principali risultati degli studi analitici sulla stabilità di Eulero. Fattore di stabilità 20

1.3. Metodi per studiare la stabilità degli elementi in lamiera e delle strutture da essi costituite 27

1.4. Metodi ingegneristici per il calcolo di piastre ed elementi compositi di piastre. Concetto del metodo di riduzione 31

1.5. Studi numerici della stabilità di Eulero utilizzando il metodo degli elementi finiti: capacità, vantaggi e svantaggi 37

1.6. Rassegna di studi sperimentali sulla stabilità di piastre ed elementi compositi di piastre 40

1.7. Conclusioni e compiti degli studi teorici sulla stabilità dei profili trapezoidali a pareti sottili 44

2. Sviluppo di modelli matematici e algoritmi per il calcolo della stabilità di elementi in piastre a pareti sottili di profili trapezoidali: 47

2.1. Piegatura longitudinale-trasversale di elementi in lamiera a parete sottile di profili trapezoidali 47

2.1.1. Enunciazione del problema, presupposti di base 48

2.1.2. Modello matematico nelle equazioni differenziali ordinarie. Condizioni al contorno, metodo della non idealità 50

2.1.3. Algoritmo per l'integrazione numerica, determinazione dei critici

tensione e la sua implementazione in MS Excel 52

2.1.4. Risultati dei calcoli e loro confronto con soluzioni note 57

2.2. Calcolo delle sollecitazioni critiche per un singolo elemento piastra

come parte del profilo ^..59

2.2.1. Modello che tiene conto dell'accoppiamento elastico degli elementi del profilo in piastra. Presupposti di base e compiti della ricerca numerica 61

2.2.2. Studio numerico della rigidità articolare e approssimazione dei risultati 63

2.2.3. Studio numerico della semionda di instabilità al primo carico critico e approssimazione dei risultati 64

2.2.4. Calcolo del coefficiente k(/3x,/32). Approssimazione dei risultati del calcolo (A,/?2) 66

2.3. Valutazione dell'adeguatezza dei calcoli mediante confronto con soluzioni numeriche utilizzando il metodo degli elementi finiti e soluzioni analitiche note 70

2.4. Conclusioni e obiettivi dello studio sperimentale 80

3. Studi sperimentali sulla stabilità locale di profili trapezoidali a pareti sottili 82

3.1. Descrizione dei prototipi e setup sperimentale 82

3.2. Prova a campione 85

3.2.1. Metodologia e contenuto delle prove G..85

3.2.2. Risultati dei test di compressione per i campioni 92

3.3. Conclusioni 96

4. Tenere conto della stabilità locale nei calcoli strutture portanti da profili trapezoidali a parete sottile con flessione longitudinale e trasversale piana 97

4.1. Calcolo delle sollecitazioni critiche per l'instabilità locale degli elementi della piastra e dello spessore massimo di un profilo trapezoidale a parete sottile 98

4.2. Area dei carichi ammissibili senza tener conto della perdita di stabilità locale 99

4.3. Fattore di riduzione 101

4.4. Contabilizzazione dell’instabilità e della riduzione locale 101

Conclusioni 105

Bibliografia

Introduzione all'opera

Rilevanza dell'opera.

Creare strutture leggere, durevoli e affidabili è un compito urgente. Uno dei requisiti principali nell’ingegneria meccanica e nell’edilizia è ridurre il consumo di metallo. Ciò porta al fatto che gli elementi strutturali devono essere calcolati utilizzando relazioni costitutive più accurate che tengano conto del pericolo di perdita di stabilità sia generale che locale.

Uno dei modi per risolvere il problema della riduzione del peso è l'uso di profili laminati trapezoidali a parete sottile high-tech (TRP). I profili vengono prodotti mediante laminazione di lamiere sottili di acciaio con uno spessore di 0,4...1,5 mm in condizioni stazionarie o direttamente sul luogo di installazione come elementi piatti o arcuati. Le strutture che utilizzano coperture ad arco portanti realizzate con profili trapezoidali a pareti sottili si distinguono per la loro leggerezza, aspetto estetico, facilità di installazione e una serie di altri vantaggi rispetto ai tipi di copertura tradizionali.

Il tipo principale di carico del profilo è la flessione longitudinale-trasversale. Tono-

jfflF dMF" alcuni elementi lamellari

profili sperimentando
compressione sul piano mediano
le ossa possono perdere posto
nuova stabilità. Locale
instabilità

Riso. 1. Esempio di instabilità locale

Patata dolce,

^J

Riso. 2. Schema di una sezione a profilo ridotto

(MPU) si osserva in aree limitate lungo la lunghezza del profilo (Fig. 1) a carichi significativamente inferiori rispetto alla perdita generale di stabilità e sollecitazioni commisurate a quelle ammissibili. Con MPU un elemento a piastra compresso separato del profilo cessa completamente o parzialmente di percepire il carico, che viene ridistribuito tra i restanti elementi a piastra della sezione del profilo. Inoltre, nel tratto in cui si è verificata la MPU, le sollecitazioni non superano necessariamente quelle ammissibili. Questo fenomeno è chiamato riduzione. Riduzione

consiste nel ridurre, rispetto a quella reale, l'area della sezione trasversale del profilo riducendolo ad uno schema progettuale idealizzato (Fig. 2). A questo proposito, lo sviluppo e l’implementazione di metodi ingegneristici per tenere conto della perdita locale di stabilità degli elementi a piastra con profilo trapezoidale a parete sottile è un compito urgente.

Eminenti scienziati si sono occupati dei problemi della stabilità delle piastre: 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 e altri. Approcci ingegneristici all'analisi delle tensioni critiche durante l'instabilità locale sono stati sviluppati nei lavori di E.L. Ayrumyan, Burgraf, A.L. Vasilyeva, B.Ya. Volodarskij, M.K. Glowman, Caldwell, V.I. Klimanova, V.G. Krokhaleva, D.V. Martsinkevich, E.A. Pavlinova, A.K. Pertseva, F.F. Tamplona, ​​S.A. Timasheva.

Nei metodi di calcolo ingegneristico indicati per profili con sezione trasversale di forma complessa, il pericolo di MPU non viene praticamente preso in considerazione. Nella fase di progettazione preliminare delle strutture da profili a pareti sottiliÈ importante disporre di un apparecchio semplice per valutare la capacità di carico di una dimensione standard specifica. A questo proposito, è necessario sviluppare metodi di calcolo ingegneristico che consentano, nel processo di progettazione di strutture da profili a pareti sottili, di valutare rapidamente la loro capacità portante. Un calcolo di verifica della capacità portante di una struttura costituita da un profilo a pareti sottili può essere effettuato utilizzando metodi raffinati utilizzando prodotti software esistenti e, se necessario, adattati. Questo sistema a due fasi per il calcolo della capacità portante delle strutture realizzate con profili a pareti sottili è il più razionale. Pertanto, lo sviluppo e l'implementazione di metodi ingegneristici per il calcolo della capacità portante delle strutture costituite da profili a pareti sottili, tenendo conto della perdita locale di stabilità degli elementi della piastra, è un compito urgente.

Scopo del lavoro di tesi: studio della perdita locale di stabilità negli elementi a piastra di profili trapezoidali a pareti sottili durante la loro flessione longitudinale-trasversale e sviluppo di una metodologia ingegneristica per il calcolo della capacità portante tenendo conto della stabilità locale.

Per raggiungere l’obiettivo vengono stabiliti: gli obiettivi della ricerca.

Estensione di soluzioni analitiche per la stabilità delle piastre rettangolari compresse ad un sistema di piastre coniugate all'interno di un profilo.

Studio numerico del modello matematico di stabilità del profilo locale e ottenimento di adeguate espressioni analitiche per la sollecitazione critica minima dell'elemento piastra MPU.

Valutazione sperimentale del grado di riduzione della sezione trasversale di un profilo a parete sottile con perdita locale di stabilità.

Sviluppo di una metodologia ingegneristica per la verifica e il calcolo progettuale di un profilo a parete sottile tenendo conto dell'instabilità locale.

Novità scientifica il lavoro consiste nello sviluppare un modello matematico adeguato di instabilità locale per una piastra separata

elemento come parte del profilo e ottenere dipendenze analitiche per il calcolo delle sollecitazioni critiche.

Validità ed affidabilità i risultati ottenuti sono assicurati essendo basati sui fondamentali soluzioni analitiche problemi di stabilità delle piastre rettangolari, corretta applicazione dell'apparato matematico, sufficiente coincidenza dei calcoli pratici con i risultati dei calcoli FEM e degli studi sperimentali.

Significato pratico consiste nello sviluppo di una metodologia ingegneristica per il calcolo della capacità portante dei profili tenendo conto della perdita di stabilità locale. I risultati del lavoro vengono introdotti in Montazhproekt LLC sotto forma di un sistema di tabelle e rappresentazioni grafiche delle aree di carico ammissibili per l'intera gamma di profili prodotti, tenendo conto della perdita di stabilità locale, e vengono utilizzati per la selezione preliminare del tipo e spessore del materiale del profilo per soluzioni progettuali e tipi di carico specifici.

Disposizioni fondamentali presentate per la difesa.

Un modello matematico di flessione piana e compressione di un profilo a parete sottile come sistema di elementi di piastra coniugati e un metodo per determinare, sulla base di esso, le sollecitazioni critiche della MPU nel senso di Eulero.

Dipendenze analitiche per il calcolo delle tensioni critiche di instabilità locale per ciascun elemento piastra del profilo durante la flessione piana longitudinale-trasversale.

Metodologia ingegneristica per la verifica e il calcolo della progettazione di un profilo trapezoidale a pareti sottili tenendo conto dell'instabilità locale. Approvazione del lavoro e pubblicazione.

I principali contenuti della tesi sono stati riportati e discussi in convegni tecnico-scientifici a vari livelli: Congresso Internazionale “Macchine, Tecnologie e Processi nelle Costruzioni” dedicato al 45° anniversario della Facoltà di “Macchine da trasporto e tecnologiche” (Omsk, SibADI, 6-7 dicembre 2007); Conferenza scientifica e tecnica tutta russa, "YOUNG RUSSIA: tecnologie avanzate nell'industria" (Omsk, Università tecnica statale di Omsk, 12-13 novembre 2008).

Struttura e ambito di lavoro. La tesi è presentata su 118 pagine di testo, è composta da un'introduzione, 4 capitoli e un'appendice, contiene 48 figure, 5 tabelle. L'elenco dei riferimenti comprende 124 titoli.

Modello matematico e principali risultati degli studi analitici sulla stabilità di Eulero. Fattore di stabilità

Qualsiasi progetto di ingegneria si basa sulla risoluzione di equazioni differenziali di un modello matematico di movimento ed equilibrio di un sistema meccanico. L'elaborazione del progetto di una struttura, di un meccanismo o di una macchina è accompagnata da alcune tolleranze di fabbricazione e, successivamente, da non idealità. Durante il funzionamento possono verificarsi imperfezioni sotto forma di ammaccature, lacune dovute all'usura e altri fattori. Non è possibile prevedere tutte le varianti degli influssi esterni. La struttura è costretta a funzionare sotto l'influenza di forze perturbatrici casuali che non vengono prese in considerazione nelle equazioni differenziali.

Fattori non presi in considerazione nel modello matematico - imperfezioni, forze casuali o disturbi - possono apportare gravi modifiche ai risultati ottenuti.

Esiste una distinzione tra lo stato imperturbato del sistema - lo stato calcolato con disturbi pari a zero, e lo stato disturbato - formatosi come risultato di disturbi.

In un caso, a causa del disturbo, non si verifica alcun cambiamento significativo nella posizione di equilibrio della struttura oppure il suo movimento differisce poco da quello calcolato. Questo stato del sistema meccanico è chiamato stabile. In altri casi, la posizione di equilibrio o la natura del movimento differisce significativamente da quella calcolata; tale stato è chiamato instabile.

La teoria della stabilità del movimento e dell'equilibrio dei sistemi meccanici si occupa della determinazione di segni che consentano di giudicare se il movimento o l'equilibrio in questione sarà stabile o instabile.

Un tipico segno della transizione di un sistema da uno stato stabile a uno stato instabile è il raggiungimento di alcuni parametri di un valore chiamato forza critica, velocità critica, ecc.

La comparsa di imperfezioni o l'influenza di forze non contabilizzate portano inevitabilmente al movimento del sistema. Pertanto, nel caso generale, dovrebbe essere studiata la stabilità del movimento di un sistema meccanico sottoposto a perturbazioni. Questo approccio alla ricerca sulla stabilità è chiamato dinamico e i metodi di ricerca corrispondenti sono chiamati dinamici.

In pratica, spesso è sufficiente limitarsi ad un approccio statico, ovvero metodi statici per lo studio della stabilità. In questo caso, viene studiato il risultato finale del disturbo: il nuovo stato stazionario di equilibrio del sistema meccanico e il grado della sua deviazione dalla posizione di equilibrio calcolata e imperturbata.

La formulazione statica del problema presuppone di non considerare le forze inerziali ed il parametro tempo. Questa formulazione del problema permette spesso di trasferire il modello dalle equazioni della fisica matematica alle equazioni differenziali ordinarie. Ciò semplifica notevolmente il modello matematico e facilita lo studio analitico della stabilità.

Un risultato positivo di un'analisi della stabilità dell'equilibrio utilizzando il metodo statico non sempre garantisce la stabilità dinamica. Tuttavia, per i sistemi conservativi, l’approccio statico nella determinazione dei carichi critici e dei nuovi stati di equilibrio porta esattamente agli stessi risultati di quello dinamico.

In un sistema conservativo, il lavoro delle forze interne ed esterne del sistema, compiuto durante la transizione da uno stato all'altro, è determinato solo da questi stati e non dipende dalla traiettoria del movimento.

Il concetto di “sistema” unisce struttura deformabile e carichi, il cui comportamento deve essere specificato. Ciò implica due condizioni necessarie e sufficienti per la conservatività del sistema: 1) elasticità della struttura deformabile, cioè reversibilità delle deformazioni; 2) conservatività del carico, ovvero indipendenza del lavoro da esso svolto dalla traiettoria. In alcuni casi, il metodo statico fornisce risultati soddisfacenti per i sistemi non conservativi.

Per illustrare quanto sopra, si considerino diversi esempi tratti dalla meccanica teorica e dalla resistenza dei materiali.

1. Una sfera di peso Q è posizionata in una rientranza della superficie di supporto (Fig. 1.3). Sotto l'azione della forza perturbatrice 5P Q sina, la posizione di equilibrio della palla non cambia, cioè è stabile.

Con un'azione a breve termine della forza 5P Q sina senza tener conto dell'attrito volvente, è possibile una transizione verso una nuova posizione di equilibrio o oscillazioni attorno alla posizione di equilibrio iniziale. Tenendo conto dell'attrito, il movimento oscillatorio risulterà smorzato, cioè stabile. L'approccio statico permette di determinare solo il valore critico della forza perturbatrice, che è pari a: Pcr = Q sina. La natura del movimento quando viene superato il valore critico dell'influenza disturbante e la durata critica dell'influenza possono essere analizzati solo con metodi dinamici.

2. Un'asta di lunghezza / viene compressa dalla forza P (Fig. 1.4). Dalla resistenza dei materiali basata sul metodo statico, è noto che quando caricati in campo elastico esiste un valore critico della forza di compressione.

Risolvere lo stesso problema con una forza di tracciamento, la cui direzione coincide con la direzione della tangente nel punto di applicazione, utilizzando il metodo statico porta alla conclusione sull'assoluta stabilità della forma rettilinea dell'equilibrio.

Modello matematico nelle equazioni differenziali ordinarie. Condizioni al contorno, metodo delle non idealità

L'analisi ingegneristica è divisa in due categorie: metodi classici e numerici. I metodi classici tentano di risolvere direttamente i problemi di distribuzione dei campi di sollecitazione e deformazione, formando sistemi di equazioni differenziali basati su principi fondamentali. Una soluzione esatta, se è possibile ottenere equazioni in forma chiusa, è possibile solo per i casi più semplici di geometria, carichi e condizioni al contorno. Una gamma abbastanza ampia di problemi classici può essere risolta utilizzando soluzioni approssimate di sistemi di equazioni differenziali. Queste soluzioni assumono la forma di serie in cui i termini inferiori vengono scartati dopo aver esaminato la convergenza. Come le soluzioni esatte, le soluzioni approssimate richiedono una forma geometrica regolare, condizioni al contorno semplici e una comoda applicazione dei carichi. Di conseguenza, queste soluzioni non possono essere applicate alla maggior parte dei problemi pratici. Il vantaggio fondamentale dei metodi classici è che forniscono una profonda comprensione del problema in studio. Una gamma più ampia di problemi può essere studiata utilizzando metodi numerici. I metodi numerici includono: 1) metodo energetico; 2) metodo degli elementi al contorno; 3) metodo delle differenze finite; 4) metodo degli elementi finiti.

I metodi energetici consentono di trovare l'espressione minima dell'energia potenziale totale di una struttura sull'intera area data. Questo approccio funziona bene solo quando si risolvono determinati problemi.

Il metodo degli elementi al contorno approssima le funzioni che soddisfano il sistema di equazioni differenziali da risolvere, ma non le condizioni al contorno. La dimensionalità del problema è ridotta perché gli elementi rappresentano solo i confini della regione modellata. Tuttavia, l'applicazione di questo metodo richiede la conoscenza della soluzione fondamentale del sistema di equazioni, che può essere difficile da ottenere.

Il metodo delle differenze finite trasforma un sistema di equazioni differenziali e condizioni al contorno in un corrispondente sistema di equazioni algebriche. Questo metodo consente di risolvere problemi di analisi di strutture con geometria complessa, condizioni al contorno e carichi combinati. Tuttavia, il metodo delle differenze finite è spesso troppo lento a causa del fatto che la necessità di una griglia regolare sull’intera area di studio porta a sistemi di equazioni di ordine molto elevato.

Il metodo degli elementi finiti può essere esteso ad una classe pressoché illimitata di problemi poiché consente di utilizzare elementi di forma semplice e varia per ottenere partizioni. Le dimensioni degli elementi finiti, che possono essere combinati per ottenere un'approssimazione ad eventuali confini irregolari, talvolta differiscono nella partizione di decine di volte. È consentito applicare un carico di qualsiasi tipo agli elementi del modello, nonché applicare agli stessi qualsiasi tipo di fissaggio. Il problema principale è l’aumento dei costi per ottenere risultati. La generalità della soluzione va a scapito della perdita di intuizione, poiché una soluzione agli elementi finiti è, di fatto, un insieme di numeri applicabili solo a un problema specifico posto utilizzando un modello agli elementi finiti. La modifica di qualsiasi aspetto significativo nel modello richiede solitamente una risoluzione completa del problema. Si tratta tuttavia di un costo insignificante, poiché il metodo degli elementi finiti è spesso l’unico modo possibile le sue decisioni. Il metodo è applicabile a tutte le classi di problemi di distribuzione del campo, che includono analisi strutturale, trasferimento di calore, flusso di fluidi ed elettromagnetismo. Gli svantaggi dei metodi numerici includono: 1) l'alto costo dei programmi di analisi agli elementi finiti; 2) lunga formazione per lavorare con il programma e possibilità di lavoro a tempo pieno solo per personale altamente qualificato; 3) molto spesso è impossibile verificare mediante esperimenti fisici la correttezza del risultato della soluzione ottenuta con il metodo degli elementi finiti, anche nei problemi non lineari. t Revisione di studi sperimentali sulla stabilità di piastre ed elementi compositi di piastre

Sono realizzati i profili attualmente utilizzati per le strutture edili lamiere spessore da 0,5 a 5 mm e sono quindi considerati a parete sottile. I loro bordi possono essere piatti o curvi.

La caratteristica principale del funzionamento dei profili a pareti sottili è che le facce con un elevato rapporto larghezza-spessore subiscono grandi deformazioni di instabilità quando caricate. Un aumento particolarmente intenso delle deflessioni si osserva quando l'entità delle sollecitazioni agenti sulla facciata si avvicina ad un valore critico. Si verifica una perdita di stabilità locale e le deflessioni diventano paragonabili allo spessore della faccia. Di conseguenza, la sezione trasversale del profilo risulta notevolmente distorta.

Nella letteratura sulla stabilità delle placche, un posto speciale è occupato dai lavori dello scienziato russo SP. Tymoshenko. A lui viene attribuito lo sviluppo di un metodo energetico per risolvere problemi di stabilità elastica. Utilizzando questo metodo, SP. Timoshenko ha dato una soluzione teorica ai problemi di stabilità delle piastre caricate nel piano medio in diverse condizioni al contorno. Le soluzioni teoriche sono state verificate mediante una serie di prove su piastre semplicemente appoggiate e sotto compressione uniforme. I test hanno confermato la teoria.

Valutazione dell'adeguatezza dei calcoli mediante confronto con soluzioni numeriche con il metodo degli elementi finiti e soluzioni analitiche note

Per verificare l'attendibilità dei risultati ottenuti, sono stati condotti studi numerici utilizzando il metodo degli elementi finiti (FEM). IN Ultimamente Gli studi FEM numerici sono sempre più utilizzati per ragioni oggettive, come la mancanza di compiti di test e l'impossibilità di soddisfare tutte le condizioni durante il test dei campioni. I metodi numerici consentono di condurre ricerche in condizioni “ideali” e presentano un errore minimo, cosa praticamente impossibile da implementare nei test reali. Gli studi numerici sono stati condotti utilizzando il programma ANSYS.

Sono stati condotti studi numerici sui seguenti campioni: piastra rettangolare; Elemento di profilo ad U e trapezoidale, avente zig longitudinale e senza zig; foglio di profilo (Fig. 2.11). Campioni con uno spessore di 0,7; 0,8; 0,9 e 1 mm.

Ai campioni è stato applicato un carico di compressione uniforme SGSG (Fig. 2.11) alle estremità, seguito da un aumento del passo Det. Il carico corrispondente alla perdita locale di stabilità di una forma piatta corrispondeva al valore della sollecitazione critica di compressione scr. Quindi, utilizzando la formula (2.24), è stato calcolato il coefficiente di stabilità &(/?і,/?г) e confrontato con il valore della Tabella 2.

Consideriamo una piastra rettangolare di lunghezza a = 100 mm e larghezza 6 = 50 mm, compressa alle estremità da un carico di compressione uniforme. Nel primo caso, la piastra ha un fissaggio a cerniera lungo il contorno, nel secondo - una guarnizione rigida lungo i bordi laterali e un fissaggio a cerniera lungo le estremità (Fig. 2.12).

Nel programma ANSYS, è stato applicato un carico di compressione uniforme alle facce terminali e sono stati determinati il ​​carico critico, la sollecitazione e il coefficiente di stabilità &(/?],/?2) della piastra. Quando incernierata lungo il contorno, la placca perdeva stabilità nella seconda forma (sono stati osservati due rigonfiamenti) (Fig. 2.13). Successivamente sono stati confrontati i coefficienti di stabilità della piastra, rilevati numericamente e analiticamente. I risultati del calcolo sono presentati nella Tabella 3.

Dalla Tabella 3 si può vedere che la differenza tra i risultati della soluzione analitica e numerica è stata inferiore all'1%. Da ciò si è concluso che l'algoritmo di ricerca sulla stabilità proposto può essere utilizzato nel calcolo dei carichi critici per strutture più complesse.

Per estendere il metodo proposto per il calcolo della stabilità locale dei profili a pareti sottili al caso generale di carico, sono stati condotti studi numerici nel programma ANSYS per determinare come la natura del carico di compressione influisce sul coefficiente k(y). I risultati della ricerca sono presentati in un grafico (Fig. 2.14).

La fase successiva del test della metodologia di calcolo proposta è stata lo studio elemento individuale profilo (Fig. 2.11, b, c). È incernierato lungo il contorno ed è compresso alle estremità da un carico di compressione uniforme dell'USG (Fig. 2.15). Il campione è stato testato per la stabilità utilizzando il programma ANSYS e utilizzando il metodo proposto. Successivamente, i risultati sono stati confrontati.

Durante la creazione di un modello in ANSYS, per garantire una distribuzione uniforme del carico di compressione lungo l'estremità, è stato posizionato un profilo a parete sottile tra due piastre spesse e ad essi è stato applicato un carico di compressione.

Il risultato dello studio di un elemento del profilo a forma di U nel programma ANSYS è mostrato nella Figura 2.16, che mostra che, prima di tutto, la perdita di stabilità locale avviene sulla piastra più larga.

Area dei carichi ammissibili senza tener conto della perdita di stabilità locale

Per le strutture portanti realizzate con profili trapezoidali a pareti sottili high-tech, i calcoli vengono eseguiti utilizzando metodi di sollecitazione consentiti. Si propone una tecnica ingegneristica per tenere conto della perdita locale di stabilità nel calcolo della capacità portante di strutture costituite da profili trapezoidali a pareti sottili. La tecnica è implementata in MS Excel, è disponibile per un ampio utilizzo e può servire come base per opportune integrazioni ai documenti normativi relativi al calcolo dei profili a pareti sottili. Si basa sulla ricerca e sulle dipendenze analitiche ottenute per il calcolo delle sollecitazioni critiche dell'instabilità locale degli elementi della piastra di un profilo trapezoidale a parete sottile. Il problema è diviso in tre componenti: 1) determinazione dello spessore minimo del profilo (massimo t \ al quale non è necessario tenere conto della perdita di stabilità locale in questo tipo di calcolo; 2) determinazione dell'area di ammissibile carichi di un profilo trapezoidale a pareti sottili, all'interno del quale la capacità portante è garantita senza perdita locale di stabilità; 3) determinazione dell'intervallo di valori ammissibili di NuM, entro il quale è garantita la capacità portante in caso di perdita locale di stabilità di uno o più elementi della piastra di un profilo trapezoidale a parete sottile (tenendo conto della riduzione di la sezione del profilo).

In questo caso, si considera che la dipendenza del momento flettente dalla forza longitudinale M=f(N) per la struttura calcolata sia stata ottenuta utilizzando i metodi della resistenza dei materiali o della meccanica strutturale (Fig. 2.1). Sono note le tensioni ammissibili [t] e il carico di snervamento del materiale, nonché le tensioni residue negli elementi della piastra. Nei calcoli dopo la perdita locale di stabilità è stato utilizzato il metodo della “riduzione”. In caso di deformazione viene eliminato il 96% della larghezza del corrispondente elemento piastra.

Calcolo delle sollecitazioni critiche dell'instabilità locale degli elementi della piastra e dello spessore massimo di un profilo trapezoidale a pareti sottili Un profilo trapezoidale a pareti sottili è diviso in un insieme di elementi della piastra come mostrato in Fig. 4.1. Allo stesso tempo, l'angolo di disposizione reciproca degli elementi vicini non influisce sul valore della tensione critica del locale

Profilo H60-845 CURVO a deformazione. È consentita la sostituzione delle ondulazioni curve con elementi diritti. Le tensioni critiche di compressione dell'instabilità locale nel senso di Eulero per un singolo elemento piastra i-esimo di un profilo trapezoidale a pareti sottili con larghezza bt allo spessore t, modulo elastico del materiale E e rapporto di Poisson ju nella fase elastica di carico sono determinato dalla formula

I coefficienti k(рх,Р2) e k(v) tengono conto, rispettivamente, dell'influenza della rigidità degli elementi della piastra adiacenti e della natura della distribuzione delle sollecitazioni di compressione lungo la larghezza dell'elemento della piastra. Il valore dei coefficienti: k(рх,Р2) è determinato dalla Tabella 2 o calcolato utilizzando la formula

Le sollecitazioni normali in un elemento piastra sono determinate negli assi centrali dalla nota formula per la resistenza dei materiali. L'area dei carichi ammissibili senza tener conto della perdita di stabilità locale (Fig. 4.2) è determinata dall'espressione ed è un quadrilatero, dove J è il momento di inerzia della sezione del periodo del profilo durante la flessione, F è il area della sezione del periodo del profilo, utam e Utip sono le coordinate dei punti estremi della sezione del profilo (Fig. 4.1).

Qui, l'area della sezione trasversale del profilo F e il momento di inerzia della sezione J sono calcolati per un elemento periodico di lunghezza L, e la forza longitudinale iV e il momento flettente Mb del profilo sono correlati a L.

La capacità portante è garantita quando la curva di carico effettiva M=f(N) rientra nell'intervallo dei carichi ammissibili meno l'area di instabilità locale (Fig. 4.3). Figura 4.2. Area dei carichi ammissibili senza tener conto della perdita di stabilità locale

La perdita di stabilità locale di uno dei ripiani porta alla sua parziale esclusione dalla percezione dei carichi di lavoro - riduzione. Il grado di riduzione viene preso in considerazione dal coefficiente di riduzione

La capacità portante è garantita quando la curva di carico effettiva rientra nell'intervallo dei carichi consentiti meno l'intervallo di carico dell'instabilità locale. A spessori minori, la linea di instabilità locale riduce l’area dei carichi ammissibili. L'instabilità locale non è possibile se la curva di carico effettiva si trova in un'area ridotta. Quando la curva di carico effettiva supera la linea del valore minimo della sollecitazione critica di instabilità locale, è necessario ricostruire l'area dei carichi ammissibili tenendo conto della riduzione del profilo, che è determinata dall'espressione

UDC 621.774.3

STUDIO DELLA DINAMICA DELLE VARIAZIONI DELLO SPESSORE DELLE PARETI DEI TUBI DURANTE LA RIDUZIONE

K.Yu. Yakovleva, B.V. Barichko, V.N. Kuznetsov

Vengono presentati i risultati di uno studio sperimentale sulla dinamica dei cambiamenti nello spessore della parete del tubo durante la laminazione e l'imbutitura in stampi monolitici e a rulli. È stato dimostrato che con un aumento del grado di deformazione, nei processi di laminazione e trafilatura in matrici a rulli si osserva un aumento più intenso dello spessore della parete del tubo, il che rende promettente il loro utilizzo.

Parole chiave: tubi deformati a freddo, tubi a pareti spesse, disegno del tubo, spessore della parete del tubo, qualità della superficie interna del tubo.

Tecnologia esistente La produzione di tubi di piccolo diametro a parete spessa deformati a freddo da acciai resistenti alla corrosione prevede l'uso di processi di laminazione a freddo in laminatoi a freddo e la successiva trafilatura senza albero in stampi monolitici. È noto che la produzione di tubi di piccolo diametro mediante laminazione a freddo comporta alcune difficoltà dovute alla diminuzione della rigidità del sistema “asta-mandrino”. Pertanto, per produrre tali tubi, viene utilizzato un processo di trafilatura, principalmente senza mandrino. La natura della variazione dello spessore della parete del tubo durante la trafilatura senza mandrino è determinata dal rapporto tra lo spessore della parete S e il diametro esterno D e il valore assoluto della variazione non supera 0,05-0,08 mm. In questo caso, l'ispessimento della parete si osserva nel rapporto 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.

Lo scopo del lavoro è uno studio sperimentale comparativo della dinamica delle variazioni dello spessore delle pareti dei tubi nei processi di riduzione mediante laminazione, imbutitura in matrici monolitiche e a rulli.

Come pezzi grezzi sono stati utilizzati tubi deformati a freddo: dimensioni 12,0x2,0 mm (S/D = 0,176), 10,0x2,10 mm (S/D = 0,216) in acciaio 08Х14МФ; dimensioni 8,0x1,0 mm (S/D = 0,127) in acciaio 08Х18Н10Т. Tutti i tubi erano in condizioni ricotte.

La trafilatura in stampi monolitici è stata effettuata su una trafila a catena con una forza di 30 kN. Per la trafilatura a rulli è stata utilizzata una filiera con coppie di rulli sfalsate VR-2/2.180. La trafilatura in una matrice a rullo è stata effettuata utilizzando un sistema di misura a cerchio ovale. La riduzione dei tubi mediante laminazione è stata effettuata secondo lo schema di calibrazione “ovale-ovale” in una gabbia a due rulli con rulli di diametro 110 mm.

Ad ogni fase di deformazione sono stati prelevati dei campioni (5 pezzi per ogni opzione di ricerca) per misurare il diametro esterno, lo spessore delle pareti e la rugosità della superficie interna. Le dimensioni geometriche e la rugosità superficiale dei tubi sono state misurate mediante calibro elettronico TTTTs-TT. micrometro spot elettronico, profilometro Surftest SJ-201. Tutti gli strumenti e i dispositivi hanno superato la necessaria verifica metrologica.

I parametri della deformazione a freddo dei tubi sono riportati nella tabella.

Nella fig. 1 mostra i grafici della dipendenza dell'entità dell'aumento relativo dello spessore della parete dal grado di deformazione e.

Analisi dei grafici in Fig. 1 mostra che durante la laminazione e la trafilatura in una matrice a rulli, rispetto al processo di trafilatura in una matrice monolitica, si osserva un cambiamento più intenso nello spessore della parete del tubo. Ciò, secondo gli autori, è dovuto alla differenza dello stato tensionale del metallo: durante la laminazione e la trafilatura, le tensioni di trazione nella zona di deformazione hanno valori inferiori. La posizione della curva di variazione dello spessore della parete durante la trafilatura al di sotto della curva di variazione dello spessore della parete durante la laminazione è dovuta a sollecitazioni di trazione leggermente superiori durante la trafilatura a causa dell'applicazione assiale della forza di deformazione.

L'estremo della funzione della variazione dello spessore della parete dal grado di deformazione o compressione relativa lungo il diametro esterno osservato durante la laminazione corrisponde al valore S/D = 0,30. Per analogia con la riduzione a caldo mediante laminazione, dove si osserva una diminuzione dello spessore della parete con S/D > 0,35, si può presumere che la riduzione a freddo mediante laminazione sia caratterizzata da una diminuzione dello spessore della parete con un rapporto S/D > 0,30.

Poiché uno dei fattori che determina la natura del cambiamento nello spessore della parete è il rapporto tra sollecitazioni di trazione e radiali, che a sua volta dipende dai parametri

Numero di passaggi Dimensioni del tubo, mm S,/D, Si/Sc Di/Do є

Riduzione mediante laminazione (tubi in acciaio di qualità 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

Z7.O1 2.Z24 O.ZZ2 1.O77 O.7O2 1.549 O.Z5

Riduzione mediante laminazione (tubi in acciaio di qualità 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

Riduzione mediante trafilatura in una filiera a rullo (tubi in acciaio di qualità 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

Riduzione mediante imbutitura in uno stampo monolitico (tubi in acciaio di qualità 08Х14МФ)

О 12,О 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 - rispettivamente il diametro esterno e lo spessore della parete del tubo in corridoio.

Riso. 1. Dipendenza dell'aumento relativo dello spessore della parete del tubo dal grado di deformazione

ra S/D, allora è importante studiare l'influenza del rapporto S/D sulla posizione dell'estremo della funzione di modifica dello spessore della parete del tubo durante il processo di riduzione. Secondo il lavoro, a rapporti S/D inferiori, il valore massimo dello spessore della parete del tubo si osserva a grandi deformazioni. Questo fattoè stato studiato utilizzando l'esempio del processo di riduzione mediante laminazione di tubi di dimensioni 8,0x1,0 mm (S/D = 0,127) di acciaio 08Х18Н10Т rispetto ai dati relativi alla laminazione di tubi di dimensioni 10,0x2,10 mm (S/D = 0,216) di acciaio 08Х14МФ. I risultati della misurazione sono mostrati in Fig. 2.

Il grado critico di deformazione al quale è stato osservato lo spessore massimo della parete durante la laminazione dei tubi con il rapporto

S/D = 0,216, pari a 0,23. Quando si laminano tubi in acciaio 08Х18Н10Т, l'aumento estremo dello spessore delle pareti non è stato raggiunto, poiché il rapporto dimensionale S/D del tubo, anche al massimo grado di deformazione, non ha superato 0,3. Una circostanza importante è che la dinamica dell’aumento dello spessore delle pareti durante la riduzione dei tubi mediante laminazione è inversamente dipendente dal rapporto dimensionale S/D del tubo originale, come dimostrato dai grafici riportati in Fig. 2, a.

Analisi delle curve in Fig. 2, b mostra anche che la variazione del rapporto S/D durante il processo di laminazione dei tubi in acciaio di qualità 08Х18Н10Т e dei tubi in acciaio di qualità 08Х14МФ ha un carattere qualitativo simile.

S0/A)=O.127 (08Х18Н10Т)

S0/00=0,216 (08Х14МФ)

Grado di deformazione, b

VA=0;216 (08Х14МФ)

(So/Da=0A21 08X18H10T) _

Grado di deformazione, є

Riso. 2. Variazione dello spessore della parete (a) e del rapporto S/D (b) a seconda del grado di deformazione durante la laminazione di tubi con diversi rapporti S/D iniziali

Riso. 3. Dipendenza del valore relativo della rugosità della superficie interna dei tubi dal grado di deformazione

In fase di riduzione diversi modi La rugosità della superficie interna dei tubi è stata valutata anche mediante la deviazione media aritmetica dell'altezza delle microrugosità Ra. Nella fig. La Figura 3 mostra i grafici della dipendenza del valore relativo del parametro Ra dal grado di deformazione durante la riduzione dei tubi mediante laminazione e imbutitura in matrici monolitiche Rar, Ra0 - rispettivamente, i parametri di rugosità

vaticità della superficie interna dei tubi nell'iesimo passaggio e sul tubo originale).

Analisi delle curve in Fig. 3 mostra che in entrambi i casi (laminazione, trafilatura), un aumento del grado di deformazione durante la riduzione porta ad un aumento del parametro Ra, cioè peggiora la qualità della superficie interna dei tubi. Dinamica di variazione (aumento) del parametro di rugosità con grado crescente di deformazione in caso di ri-

la canalizzazione dei tubi mediante laminazione in passaggi a due rulli supera significativamente (circa il doppio) lo stesso indicatore nel processo di trafilatura di stampi monolitici.

Va inoltre notato che la dinamica dei cambiamenti nel parametro di rugosità della superficie interna è coerente con la descrizione sopra della dinamica dei cambiamenti nello spessore della parete per i metodi di riduzione considerati.

Sulla base dei risultati della ricerca si possono trarre le seguenti conclusioni:

1. La dinamica delle variazioni dello spessore della parete del tubo per i metodi considerati di riduzione a freddo è dello stesso tipo: ispessimento intenso con aumento del grado di deformazione, successivo rallentamento dell'aumento dello spessore della parete con il raggiungimento di un certo massimo valore ad un certo rapporto dimensionale del tubo S/D e una conseguente diminuzione dell'aumento dello spessore della parete.

2. La dinamica dei cambiamenti nello spessore della parete del tubo è inversamente proporzionale al rapporto dimensionale S/D del tubo originale.

3. La massima dinamica di aumento dello spessore della parete si osserva nei processi di laminazione e trafilatura nelle matrici a rulli.

4. Un aumento del grado di deformazione durante la riduzione mediante laminazione e trafilatura in matrici monolitiche porta ad un deterioramento delle condizioni della superficie interna dei tubi, mentre l'aumento del parametro di rugosità Ra durante la laminazione avviene più intensamente che durante la trafilatura. Tenendo conto delle conclusioni tratte e della natura della variazione dello spessore della parete durante la deformazione, si può sostenere che per la trafilatura del tubo in matrici a rulli la variazione

La diminuzione del parametro Ra sarà meno intensa rispetto alla laminazione e più intensa rispetto alla trafilatura monolitica.

Le informazioni ottenute sulle leggi del processo di riduzione a freddo saranno utili nella progettazione di percorsi per la produzione di tubi deformati a freddo da acciai resistenti alla corrosione. Allo stesso tempo, l’uso del processo di trafilatura nelle filiere a rulli è promettente per aumentare lo spessore della parete del tubo e ridurre il numero di passaggi.

Letteratura

1. Bisk, M.B. Deformazione a freddo tubi di acciaio. In 2 ore Parte 1: Preparazione alla deformazione e al disegno / M.B. Bisk, I.A. Grechov, V.B. Slavo. -Sverdlovsk: Urali medi. libro casa editrice, 1976. - 232 p.

2. Savin, GA Disegno tubi / G.A. Savin. -M: Metallurgia, 1993. - 336 p.

3. Shveikin, V.V. Tecnologia di laminazione a freddo e riduzione dei tubi: libro di testo. indennità / V.V. Shveikin. - Sverdlovsk: Casa editrice UPI im. CM. Kirov, 1983. - 100 p.

4. Tecnologia e attrezzature per la produzione di tubi / V.Ya. Osadchiy, A.S. Vavilin, V.G. Zimovets et al.; a cura di V.Ya. Osadchy. - M.: Intermet Engineering, 2007. - 560 p.

5. Barichko, B.V. Nozioni di base processi tecnologici OMD: dispense / B.V. Barichko, F.S. Dubinskij, V.I. Krainov. - Chelyabinsk: casa editrice SUSU, 2008. - 131 p.

6. Potapov, I.N. Teoria della produzione di tubi: libro di testo. per università / I.N. Potapov, A.P. Kolikov, V.M. Druyan. - M.: Metallurgia, 1991. - 424 p.

Yakovleva Ksenia Yurievna, ricercatrice junior, JSC Istituto russo di ricerca sull'industria dei tubi (Chelyabinsk); [e-mail protetta].

Barichko Boris Vladimirovich, vicedirettore del dipartimento tubi senza saldatura, JSC Istituto russo di ricerca per l'industria dei tubi (Chelyabinsk); [e-mail protetta].

Kuznetsov Vladimir Nikolaevich, capo del laboratorio di deformazione a freddo del laboratorio centrale degli impianti, Sinarsky Pipe Plant OJSC (Kamensk-Uralsky); [e-mail protetta].

Bollettino dell'Università statale degli Urali meridionali

Collana "Metallurgia" ___________2014, vol.14, n.1, pp.101-105

STUDIO DEI CAMBIAMENTI DINAMICI DELLO SPESSORE DELLA PARETE DEL TUBO NEL PROCESSO DI RIDUZIONE

K.Yu. Yakovleva, Istituto russo di ricerca sull'industria dei tubi e delle tubature (RosNITI), Chelyabinsk, Federazione Russa, [e-mail protetta],

B.V. Barichko, Istituto russo di ricerca sull'industria dei tubi e delle tubature (RosNITI), Chelyabinsk, Federazione Russa, [e-mail protetta],

V.N. Kuznetsov, JSC “Sinarsky Pipe Plant”, Kamensk-Uralsky, Federazione Russa, [e-mail protetta]

I risultati dello studio sperimentale dei cambiamenti dinamici per il vengono descritti lo spessore della parete del tubo durante la laminazione e l'imbutitura sia in matrici monopezzo che a rulli. I risultati mostrano che all'aumentare della deformazione si osserva una crescita più rapida dello spessore della parete del tubo durante la laminazione e la trafilatura con le matrici a rulli. Si può trarre la conclusione che l'uso delle matrici a rulli è il più promettente.

Parole chiave: tubi formati a freddo, tubi a parete spessa, disegno del tubo, spessore della parete del tubo, qualità della superficie interna del tubo.

1. Bisk M.B., Grekhov 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. Mosca, Metallurgiya Publ., 1993. 336 p.

3. Shveykin V.V. Tekhnologiya kholodnoy prokatki i redutsirovaniya trub. Sverdlovsk, Politecnico degli Urali. Ist. Pubblicata, 1983. 100 pag.

4. Osadchiy V.Ya., Vavilin A.S., Zimovets V.G. et al. Tekhnologiya i obrudovanie trubnogo proizvodstva. Osadchiy V.Ya. (Ed.). Mosca, Intermet Engineering Publ., 2007. 560 p.

5. Barichko B.V., Dubinskiy F.S., Kraynov V.I. Osnovy tekhnologicheskikh protsessov OMD. Čeljabinsk, Ural meridionale. Univ. Pubblicazione, 2008. 131 pag.

6. Potapov I.N., Kolikov A.P., Druyan V.M. Teoriya trubnogo proizvodstva. Mosca, Metallurgiya Publ., 1991. 424 p.