Stabilità del profilo della sezione trasversale durante la riduzione dei tubi. Tesi: Produzione di tubi
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
Durante il processo di riduzione con vari metodi, 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.
INTRODUZIONE
1 STATO DELLA DOMANDA SULLA TEORIA E TECNOLOGIA DELLA PROFILAZIONE DI TUBI MULTIEDALI MEDIANTE IL DISEGNO MINDLESS (REVISIONE LETTERARIA).
1.1 Assortimento tubi profilati con bordi piatti e il loro utilizzo nella tecnologia.
1.2 I principali metodi per la produzione di tubi profilati con bordi piatti.
1.4 Strumento per disegnare forme.
1.5 Disegno di tubi sfaccettati a spirale elicoidale.
1.6 Conclusioni. Scopo e obiettivi della ricerca.
2 SVILUPPO DI UN MODELLO MATEMATICO PER LA PROFILAZIONE DI TUBI MEDIANTE DISEGNO.
2.1 Fondamenti e presupposti.
2.2 Descrizione della geometria della zona di deformazione.
2.3 Descrizione dei parametri di potenza del processo di profilazione.
2.4 Valutazione della riempibilità degli angoli della matrice e serraggio dei bordi del profilo.
2.5 Descrizione dell'algoritmo per il calcolo dei parametri di profilazione.
2.6 Analisi computerizzata delle condizioni di forza per la profilazione tubi quadrati disegno senza montatura.
2.7 Conclusioni.
3 CALCOLO DEGLI STRUMENTI DI RESISTENZA PER IL DISEGNO DEI TUBI PROFILATI.
3.1 Enunciazione del problema.
3.2 Determinazione dello stato tensionale dello stampo.
3.3 Costruzione di funzioni di mappatura.
3.3.1 Foro quadrato.
3.3.2 Foro rettangolare.
3.3.3 Foro piano-ovale.
3.4 Esempio di calcolo dello stato tensionale di una matrice con foro quadrato.
3.5 Esempio di calcolo dello stato tensionale di una matrice con foro rotondo.
3.6 Analisi dei risultati ottenuti.
3.7 Conclusioni.
4 STUDI SPERIMENTALI SULLA PROFILAZIONE DI TUBI QUADRI E RETTANGOLARI MEDIANTE DISEGNO.
4.1 Procedura sperimentale.
4.2 Profilatura di un tubo quadrato disegnando una transizione in una matrice.
4.3 Profilatura di un tubo quadrato mediante disegno in una transizione con controtensione.
4.4 Modello matematico lineare a tre fattori per la profilazione di tubi quadrati.
4.5 Determinazione della riempibilità degli angoli dello stampo e serraggio dei bordi.
4.6 Miglioramento della calibrazione dei canali della matrice per tubi rettangolari.
4.7 Conclusioni.
5 DISEGNO TUBI PROFILATI AVVITATI.
5.1 Selezione dei parametri tecnologici per il disegno torsionale.
5.2 Determinazione della coppia.
5.3 Determinazione della forza di trazione.
5.4 Studi sperimentali.
5.5 Conclusioni.
Elenco consigliato delle tesi
Trafilatura di tubi a parete sottile con utensile rotante 2009, Candidata di scienze tecniche Pastushenko, Tatyana Sergeevna
Miglioramento della tecnologia di trafilatura senza mandrino di tubi a parete sottile in un blocco di stampi con spessore di parete garantito 2005, Candidato di scienze tecniche Kargin, Boris Vladimirovich
Miglioramento di processi e macchine per la produzione di tubi profilati a freddo basati sulla modellazione delle zone di deformazione 2009, Dottore in scienze tecniche Parshin, Sergey Vladimirovich
Modellazione del processo di profilatura di tubi poliedrici al fine di migliorarlo e selezionare i parametri del mulino 2005, Candidata di scienze tecniche Semenova, Natalya Vladimirovna
Disegno di tubi in materiale indurente anisotropo 1998, candidato alle scienze tecniche Chernyaev, Alexey Vladimirovich
Introduzione della tesi (parte dell'abstract) sull'argomento "Migliorare il processo di profilatura di tubi multisfaccettati mediante trafilatura senza mandrino"
Pertinenza dell'argomento. Sviluppo attivo settore produttivo dell'economia, requisiti rigorosi per l'efficienza e l'affidabilità dei prodotti, nonché per l'efficienza produttiva, richiedono l'uso di tipi di attrezzature e tecnologie a risparmio di risorse. Per molti settori dell'edilizia, dell'ingegneria meccanica, della costruzione di strumenti, dell'industria radiotecnica, una delle soluzioni è l'uso di tipi di tubi economici (tubi per scambiatori di calore e radiatori, guide d'onda, ecc.), che consentono: aumentare la potenza di installazioni, la resistenza e la durabilità delle strutture, riducendo il consumo di metallo, risparmiando materiali, migliorano aspetto. Una vasta gamma di prodotti e un notevole volume di consumo di tubi profilati hanno reso necessario lo sviluppo della loro produzione in Russia. Attualmente, la maggior parte dei tubi sagomati viene prodotta nelle officine di trafilatura, poiché le operazioni di laminazione e trafilatura a freddo sono piuttosto sviluppate nell'industria nazionale. A questo proposito, è particolarmente importante migliorare la produzione esistente: sviluppo e produzione di attrezzature, introduzione di nuove tecnologie e metodi.
I tipi più comuni di tubi sagomati sono tubi sfaccettati (quadrati, rettangolari, esagonali, ecc.) ad alta precisione prodotti mediante trafilatura senza mandrino in un unico passaggio.
La rilevanza dell'argomento della tesi è determinata dalla necessità di migliorare la qualità dei tubi sfaccettati migliorando il processo di profilatura senza mandrino.
L'obiettivo del lavoro è migliorare il processo di profilatura di tubi multisfaccettati mediante trafilatura senza mandrino sviluppando metodi per il calcolo dei parametri tecnologici e della geometria dell'utensile.
Per raggiungere questo obiettivo, è necessario risolvere i seguenti compiti:
1. Creare un modello matematico per la profilatura di tubi poliedrici mediante trafilatura senza mandrino per valutare le condizioni di forza tenendo conto della legge non lineare di incrudimento, dell'anisotropia delle proprietà e della complessa geometria del canale della matrice.
2. Determinare le condizioni di forza in base ai parametri fisici, tecnologici e strutturali della profilatura durante la trafilatura senza mandrino.
3. Sviluppare un metodo per valutare la riempibilità degli angoli dello stampo e il serraggio dei bordi durante il disegno di tubi sfaccettati.
4. Sviluppare un metodo per calcolare la resistenza degli stampi sagomati per determinare i parametri geometrici dell'utensile.
5. Sviluppare una metodologia per il calcolo dei parametri tecnologici con profilazione e torsione simultanee.
6. Condurre studi sperimentali sui parametri del processo tecnologico che garantiscono un'elevata precisione dimensionale dei tubi poliedrici e verificare l'adeguatezza del calcolo dei parametri tecnologici della profilazione utilizzando un modello matematico.
Metodi di ricerca. Gli studi teorici si basavano sui principi e sui presupposti di base della teoria del disegno, della teoria dell'elasticità, del metodo delle mappature conformi e della matematica computazionale.
Gli studi sperimentali sono stati condotti in condizioni di laboratorio utilizzando metodi di pianificazione matematica degli esperimenti su una macchina di prova universale TsDMU-30.
L'autore difende i risultati del calcolo dei parametri tecnologici e strutturali della profilatura di tubi sfaccettati mediante trafilatura senza mandrino: un metodo per calcolare la resistenza di uno stampo sagomato tenendo conto dei carichi normali nel canale; un metodo per il calcolo dei parametri tecnologici del processo di profilatura di tubi sfaccettati mediante trafilatura senza mandrino; un metodo per il calcolo dei parametri tecnologici durante la profilatura e la torsione simultanee durante la trafilatura senza mandrino di tubi sfaccettati a parete sottile a vite; risultati di studi sperimentali.
Novità scientifica. Sono stati stabiliti i modelli di cambiamento delle condizioni di forza durante la profilatura di tubi sfaccettati mediante trafilatura senza mandrino, tenendo conto della legge non lineare di indurimento, dell'anisotropia delle proprietà e della complessa geometria del canale della matrice. È stato risolto il problema di determinare lo stato di sollecitazione di una matrice sagomata sotto l'influenza di carichi normali nel canale. Viene fornita una registrazione completa delle equazioni dello stato sforzo-deformazione con profilazione e torsione simultanee di un tubo poliedrico.
L'affidabilità dei risultati della ricerca è confermata dalla rigorosa formulazione matematica dei problemi e dall'applicazione metodi analitici risoluzione di problemi, metodi moderni di conduzione di esperimenti ed elaborazione di dati sperimentali, riproducibilità dei risultati sperimentali, convergenza soddisfacente di dati sperimentali calcolati e risultati pratici, conformità dei risultati di modellazione con la tecnologia di produzione e caratteristiche dei tubi poliedrici finiti.
Il valore pratico del lavoro è il seguente:
1. Sono state proposte modalità per produrre tubi quadrati da 10x10x1 mm in lega D1 ad alta precisione, aumentando la resa del 5%.
2. Le dimensioni delle matrici sagomate sono state determinate per garantirne le prestazioni.
3. La combinazione delle operazioni di profilatura e torsione riduce il ciclo tecnologico di produzione di tubi sfaccettati a vite.
4. Migliorata la calibrazione del canale della matrice sagomata per la profilatura di tubi rettangolari 32x18x2mm.
Approvazione del lavoro. Le principali disposizioni del lavoro di tesi sono state riportate e discusse alla conferenza scientifica e tecnica internazionale dedicata al 40 ° anniversario dello stabilimento metallurgico di Samara “Nuove direzioni per lo sviluppo della produzione e del consumo di alluminio e delle sue leghe” (Samara: SSAU, 2000 ); 11° convegno interuniversitario “Modellazione matematica e problemi di valori al contorno”, (Samara: SSTU, 2001); il secondo convegno scientifico e tecnico internazionale “Metalfisica, meccanica dei materiali e processi di deformazione” (Samara: SSAU, 2004); XIV Letture Tupo-Levsky: conferenza scientifica internazionale sulla gioventù (Kazan: KSTU, 2006); IX Royal Readings: conferenza scientifica internazionale per i giovani (Samara: SSAU, 2007).
Pubblicazioni I materiali che riflettono il contenuto principale della tesi sono stati pubblicati in 11 lavori, di cui 4 in importanti pubblicazioni scientifiche sottoposte a revisione paritaria determinate dalla Commissione di attestazione superiore.
Struttura e ambito di lavoro. La tesi è composta da principali simboli, introduzione, cinque capitoli, bibliografia e appendice. L'opera si presenta su 155 pagine di testo dattiloscritto, comprendenti 74 figure, 14 tavole, una bibliografia di 114 titoli e un'appendice.
L'autore esprime gratitudine al personale del Dipartimento di Formatura dei Metalli per la loro assistenza, nonché al supervisore scientifico, professore del dipartimento, Dottore in Scienze Tecniche. VR Kargin per i preziosi commenti e l'assistenza pratica nel lavoro.
Dissertazioni simili specializzazione in Tecnologie e Macchine per la Lavorazione della Pressione, 03/05/05 codice VAK
Miglioramento della tecnologia e delle attrezzature per la produzione di tubi capillari in acciaio inossidabile 1984, candidato alle scienze tecniche Trubitsin, Alexander Filippovich
Miglioramento della tecnologia di assemblaggio di disegni di tubi compositi di sezioni trasversali complesse con un dato livello di tensioni residue 2002, Candidato di scienze tecniche Fedorov, Mikhail Vasilievich
Miglioramento della tecnologia e della progettazione degli stampi per la produzione di profili esagonali basati sulla modellazione nel sistema “pezzo-utensile” 2012, candidato alle scienze tecniche Malakanov, Sergey Alexandrovich
Studio di modelli dello stato tenso-deformativo del metallo durante la trafilatura di tubi e sviluppo di una metodologia per la determinazione dei parametri di forza di trafilatura su mandrino autoallineante 2007, Candidato di scienze tecniche Malevich, Nikolai Alexandrovich
Miglioramento di attrezzature, strumenti e mezzi tecnologici per disegnare tubi a aggraffatura diritta di alta qualità 2002, Candidata di scienze tecniche Manokhina, Natalia Grigorievna
Conclusione della tesi sul tema “Tecnologie e macchine per la lavorazione a pressione”, Shokova, Ekaterina Viktorovna
PRINCIPALI RISULTATI E CONCLUSIONI DEL LAVORO
1. Dall'analisi scientifico e tecnico letteratura ne consegue che uno dei processi razionali e produttivi per la fabbricazione di tubi poliedrici a parete sottile (quadrati, rettangolari, esagonali, ottagonali) è il processo di trafilatura senza mandrino.
2. È stato sviluppato un modello matematico del processo di profilatura di tubi sfaccettati mediante trafilatura senza mandrino, che consente di determinare le condizioni di forza tenendo conto della legge non lineare di indurimento, dell'anisotropia delle proprietà del materiale del tubo e della complessa geometria di il canale della matrice. Il modello è implementato nell'ambiente di programmazione Delphi 7.0.
3. Utilizzando un modello matematico, è stata stabilita l'influenza quantitativa di fattori fisici, tecnologici e strutturali sui parametri di potenza del processo di profilatura di tubi sfaccettati mediante trafilatura senza mandrino.
4. Sono stati sviluppati metodi per valutare la riempibilità degli angoli dello stampo e il serraggio dei bordi durante la trafilatura senza mandrino di tubi multisfaccettati.
5. È stato sviluppato un metodo per calcolare la resistenza delle matrici sagomate tenendo conto dei carichi normali nel canale, basato sulla funzione di sollecitazione di Airy, sul metodo della mappatura conforme e sulla terza teoria della resistenza.
6. È stato costruito sperimentalmente un modello matematico a tre fattori per la profilazione di tubi quadrati, che consente di selezionare parametri tecnologici che garantiscono l'accuratezza della geometria dei tubi risultanti.
7. Un metodo per il calcolo dei parametri tecnologici durante la profilatura e la torsione simultanea di tubi sfaccettati utilizzando la trafilatura senza mandrino è stato sviluppato e portato a livello ingegneristico.
8. Studi sperimentali sul processo di profilatura di tubi poliedrici mediante trafilatura senza mandrino hanno mostrato una convergenza soddisfacente dei risultati dell'analisi teorica con i dati sperimentali.
Elenco dei riferimenti per la ricerca della tesi Candidata di scienze tecniche Shokova, Ekaterina Viktorovna, 2008
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dove p è il numero dell'iterazione corrente; vt è la velocità totale di scorrimento del metallo lungo la superficie dell'utensile; vn è la velocità normale del movimento del metallo; wn è la velocità normale dell'utensile; st - stress da attrito;
- Sforzo di flusso in funzione dei parametri del metallo deformato in un dato punto; - Voltaggio medio; - Intensità della velocità di deformazione; x0 - tasso di deformazione della compressione a tutto tondo; Kt - fattore di penalità per la velocità di scorrimento del metallo lungo l'utensile (specificato dal metodo di iterazione) Kn - fattore di penalità per la penetrazione del metallo nell'utensile; m è la viscosità condizionale del metallo, specificata utilizzando il metodo delle approssimazioni idrodinamiche; - Tensioni o sollecitazioni di sostegno durante il rotolamento; Fn è l'area della sezione trasversale dell'estremità del tubo a cui viene applicata tensione o supporto.
Il calcolo del regime di velocità di deformazione comprende la distribuzione dello stato di deformazione tra le gabbie lungo il diametro, il valore richiesto del coefficiente di tensione plastica secondo lo stato Ztotale, il calcolo dei coefficienti di allungamento, i diametri dei rulli e il velocità di rotazione dei principali motori di azionamento, tenendo conto delle caratteristiche del suo design.
Per le prime gabbie del mulino, compresa la prima gabbia che rotola, e per le ultime poste dopo l'ultima gabbia che rotola, i coefficienti di tensione plastica in esse Zav.i sono inferiori allo Ztot richiesto. A causa di questa distribuzione dei coefficienti di tensione plastica su tutte le gabbie, lo spessore della parete calcolato all'uscita è maggiore di quanto necessario lungo il percorso di riduzione. Per compensare l'insufficiente capacità di trazione dei rulli delle gabbie poste nella prima e nelle ultime gabbie laminate, è necessario mediante calcolo iterativo trovare un valore di Ztot tale che lo spessore di parete calcolato e specificato alla uscita dallo Stato sono le stesse. Maggiore è il valore del coefficiente di tensione plastica complessivo richiesto per lo stato Ztotale, maggiore è l'errore nella sua determinazione senza calcolo iterativo.
Dopo che calcoli iterativi hanno calcolato i coefficienti di tensione plastica anteriore e posteriore, lo spessore della parete del tubo all'ingresso e all'uscita delle celle di deformazione lungo le gabbie del mulino di riduzione, determiniamo infine la posizione della prima e dell'ultima gabbie che sono lanciato.
Naturalmente il diametro di laminazione viene determinato attraverso l'angolo al centro qk.p. tra l'asse verticale di simmetria della scanalatura del rullo e una linea tracciata dal centro del rullo, che coincide con l'asse di laminazione, fino al punto sulla superficie della scanalatura dove si trova la linea neutra della zona di deformazione sulla sua superficie, convenzionalmente posizionato parallelamente all'asse di laminazione. Il valore dell'angolo qk.p. dipende innanzitutto dal valore del coefficiente posteriore Zrear. e Zper anteriore. tensione e coefficiente
cappe.
Determinazione del diametro laminato mediante l'angolo qk.p. solitamente eseguito per un calibro, ha la forma di un cerchio con centro nell'asse di rotolamento e diametro pari al diametro medio del calibro Dav.
Gli errori maggiori nel determinare il valore del diametro di laminazione senza tener conto delle effettive dimensioni geometriche del calibro si verificheranno nel caso in cui le condizioni di laminazione determinano la sua posizione sul fondo o sulla flangia del calibro. Quanto più la forma effettiva del calibro si discosta dal cerchio accettato nei calcoli, tanto più significativo sarà questo errore.
La massima gamma possibile di variazione del valore effettivo del diametro, il rullo del calibro rappresenta l'incisione del flusso del rullo. Come grande quantità i rulli formano un calibro, maggiore sarà l'errore relativo nel determinare il diametro di laminazione senza tener conto delle effettive dimensioni geometriche del calibro.
Con l'aumentare della compressione parziale del diametro del tubo nel calibro, aumenta la differenza nella sua forma rispetto al tondo. Quindi, con un aumento della compressione del diametro del tubo dall'1 al 10%, l'errore relativo nel determinare il valore del diametro laminato senza tener conto delle effettive dimensioni geometriche del calibro aumenta dallo 0,7 al 6,3% per un due- rotolo, 7,1% per tre rulli e 7,4% per il supporto "rotolante" chotirhovalkovy quando, secondo le condizioni cinematiche del rotolamento, il diametro si trova lungo il fondo del calibro.
Aumento simultaneo dello stesso
La riduzione viene effettuata dopo ulteriore riscaldamento (o preriscaldamento) dei tubi a 850-1100 °C mediante laminazione su mulini continui multigabbia (con numero di gabbie fino a 24) senza l'uso di un utensile interno (mandrino). A seconda del sistema operativo adottato, questo processo può avvenire con un aumento dello spessore della parete oppure con una sua diminuzione. Nel primo caso la laminazione viene effettuata senza tensione (o con pochissima tensione); e nel secondo - con grande tensione. Il secondo caso, più progressivo, si è diffuso nell'ultimo decennio, poiché consente una riduzione significativamente maggiore e una diminuzione dello spessore delle pareti allo stesso tempo amplia la gamma di tubi laminati con tubi più economici: tubi a parete sottile .
La possibilità di assottigliare la parete durante la riduzione consente di produrre tubi con uno spessore di parete leggermente maggiore (a volte del 20-30%) sull'unità principale di laminazione tubi. Ciò aumenta significativamente le prestazioni dell'unità.
Allo stesso tempo, in molti casi, il vecchio principio di funzionamento - riduzione libera senza tensione - ha mantenuto il suo significato. Ciò vale soprattutto nei casi di riduzione di tubi a pareti relativamente spesse, quando anche a tensioni elevate diventa difficile ridurre sensibilmente lo spessore delle pareti. Va notato che molte officine di laminazione dei tubi dispongono di laminatoi di riduzione progettati per la laminazione libera. Questi paesi sono fermi a lungo sarà sfruttato e quindi la riduzione senza tensione sarà ampiamente utilizzata.
Consideriamo come cambia lo spessore della parete del tubo durante la riduzione libera, quando non sono presenti tensioni assiali o forze di supporto e lo stato tensionale è caratterizzato da tensioni di compressione. V.JI. Kolmogorov e A. Z. Gleiberg, basandosi sul fatto che la variazione effettiva della parete corrisponde al lavoro minimo di deformazione e utilizzando il principio degli spostamenti possibili, hanno dato una definizione teorica della variazione dello spessore della parete durante la riduzione. In questo caso si è ipotizzato che l'irregolarità* della deformazione non influisca in modo significativo sulla variazione dello spessore della parete e non sono state prese in considerazione le forze di attrito esterno poiché sono significativamente inferiori alla resistenza interna. La Figura 89 mostra le curve delle variazioni dello spessore della parete dall'SQ iniziale a un dato S per gli acciai a bassa resistenza in base al grado di riduzione dal diametro iniziale DT0 al DT finale (rapporto DT/DTO) e dal fattore geometrico - sottigliezza di i tubi (rapporto S0/DT0).
A bassi gradi di riduzione, la resistenza al deflusso longitudinale è maggiore della resistenza al deflusso verso l'interno, il che provoca un ispessimento della parete. Con l'aumentare della deformazione, aumenta l'intensità dell'ispessimento delle pareti. Allo stesso tempo però aumenta anche la resistenza al flusso nel tubo. Ad un certo livello di riduzione, l'ispessimento della parete raggiunge il suo massimo e un successivo aumento del grado di riduzione porta ad un aumento più intenso della resistenza al flusso verso l'interno e, di conseguenza, l'ispessimento comincia a diminuire.
Nel frattempo, di solito si conosce solo lo spessore della parete del tubo ridotto finito e quando si utilizzano queste curve è necessario impostare il valore desiderato, cioè utilizzare il metodo delle approssimazioni successive.
La natura del cambiamento nello spessore della parete cambia drasticamente se il processo viene eseguito sotto tensione. Come già indicato, la presenza e l'entità delle sollecitazioni assiali sono caratterizzate da condizioni di deformazione ad alta velocità su un mulino continuo, il cui indicatore è il coefficiente di tensione cinematica.
Quando si riduce con la tensione, le condizioni per la deformazione delle estremità dei tubi differiscono dalle condizioni per la deformazione della parte centrale del tubo, quando il processo di laminazione si è già stabilizzato. Durante il processo di riempimento del mulino o quando il tubo esce dal mulino, le estremità del tubo percepiscono solo una parte della tensione, e il rotolamento, ad esempio nella prima gabbia fino all'ingresso del tubo nella seconda gabbia, avviene senza alcuna tensione . Di conseguenza, le estremità dei tubi diventano sempre più spesse, il che rappresenta uno svantaggio del processo di riduzione della tensione.
La quantità di rifinitura potrebbe essere leggermente inferiore alla lunghezza dell'estremità ispessita a causa dell'utilizzo di una tolleranza positiva per lo spessore della parete. La presenza di estremità ispessite influisce in modo significativo sull'economia del processo di riduzione, poiché queste estremità sono soggette a rifilatura e rappresentano un costo di produzione irrecuperabile. A questo proposito, il processo di laminazione a tensione viene utilizzato solo quando dopo la riduzione si ottengono tubi con una lunghezza superiore a 40-50 m, quando le relative perdite di rifinitura sono ridotte al livello caratteristico di qualsiasi altro metodo di laminazione.
I suddetti metodi di calcolo delle variazioni di spessore della maglia consentono di determinare in definitiva il coefficiente di allungamento sia per il caso di riduzione libera che per il caso di arrotolamento con tensione.
Con una compressione dell'8-10% e un coefficiente di tensione plastica di 0,7-0,75, il valore di scorrimento è caratterizzato da un coefficiente ix = 0,83-0,88.
Dall'esame delle formule (166 e 167) è facile notare come in ciascuna gabbia debbano essere rispettati con precisione i parametri di velocità affinché la laminazione proceda secondo il regime di progetto.
L'azionamento di gruppo dei rulli nei mulini di riduzione di vecchia concezione ha un rapporto costante tra il numero di rotazioni dei rulli in tutte le gabbie, che solo nel caso speciale per tubi della stessa dimensione può corrispondere alla modalità di laminazione libera. La riduzione dei tubi di tutte le altre dimensioni avverrà con altre cappe, pertanto la modalità di avvolgimento libero non verrà mantenuta. In pratica in tali mulini il processo procede sempre con poca tensione. L'azionamento individuale dei rulli di ciascun supporto con regolazione fine della loro velocità consente di creare diverse modalità di tensione, inclusa la modalità di avvolgimento libero.
Poiché le tensioni anteriore e posteriore creano momenti diretti in direzioni diverse, il momento rotazionale totale dei rulli in ciascuna gabbia può aumentare o diminuire a seconda del rapporto tra le forze di tensione anteriore e posteriore.
A questo proposito le condizioni in cui si trovano le tribune iniziali e le ultime 2-3 non sono le stesse. Se il momento di rotolamento nelle prime gabbie, mentre il tubo passa attraverso le gabbie successive, diminuisce a causa della tensione, allora il momento di rotolamento nelle ultime gabbie, al contrario, dovrebbe essere maggiore, poiché queste gabbie sono soggette principalmente a tensione posteriore. E solo nelle tribune centrali, a causa dei valori vicini della tensione anteriore e posteriore, il momento di rotolamento a regime stazionario differisce poco da quello calcolato. Quando si esegue il calcolo della resistenza delle unità di azionamento di un mulino funzionante a tensione, è necessario tenere presente che la coppia di laminazione aumenta brevemente ma molto bruscamente durante il periodo in cui il tubo viene catturato dai rulli, il che si spiega con la grande differenza tra le velocità del tubo e dei rulli. Il carico di picco risultante, a volte molte volte superiore al carico stabilito (specialmente quando si riduce con alta tensione), può causare guasti al meccanismo di azionamento. Pertanto, nel calcolo, si tiene conto di questo carico di punta introducendo un coefficiente appropriato, preso pari a 2-3.
