På den reduserte delen av tynnveggede T-, vinkel- og kryssformede profiler etter lokalt tap av stabilitet. Blank for reduksjon av rør med strekk Mulighetsstudie av prosjektet

3.2 Beregning av rullebord

Grunnprinsippet for å konstruere en teknologisk prosess i moderne installasjoner er å produsere rør med en konstant diameter på en kontinuerlig fres, som tillater bruk av et arbeidsstykke og en hylse med også konstant diameter. Anskaffelse av rør med nødvendig diameter sikres ved reduksjon. Dette driftssystemet forenkler og forenkler oppsett av møller, reduserer antall verktøy og, viktigst av alt, tillater å opprettholde høy produktivitet av hele enheten selv når du ruller rør med minimum (etter reduksjon) diameter.

Vi beregner rulletabellen mot rullende fremdrift i henhold til metoden beskrevet i. Den ytre diameteren til røret etter reduksjon bestemmes av dimensjonene til det siste paret ruller.

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

hvor D p er diameteren på det ferdige røret etter reduksjonsmøllen.

Veggtykkelsen etter kontinuerlige og reduksjonsfreser bør være lik veggtykkelsen på det ferdige røret, dvs. Sn=Sp=So=3,2 mm.

Siden et rør med samme diameter kommer ut etter en kontinuerlig fres, tar vi D n = 94 mm. I kontinuerlige møller sikrer valsekalibrering at i de siste valseparene er den indre diameteren til røret 1-2 mm større enn dordiameteren, slik at dordiameteren blir lik:

N =dn-(1..2)=Dn-2Sn-2=94-2*3.2-2=85.6 mm.

Vi tar diameteren på dorene til å være 85 mm.

Hylsens indre diameter skal sikre fri innføring av doren og tas 5-10 mm større enn diameteren til doren

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

Vi tar foringsveggen:

Sg =Sn+(11..14)=3,2+11,8=15 mm.

Den ytre diameteren til foringene bestemmes basert på størrelsen på den indre diameteren og veggtykkelsen:

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

Diameteren på arbeidsstykket som brukes er D z = 120 mm.

Diameteren til piercingmølledoren velges under hensyntagen til mengden valsing, dvs. løfte den indre diameteren til foringen, fra 3 % til 7 % av den indre diameteren:

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

Tegningskoeffisientene for piercing-, kontinuerlige og reduksjonsfreser bestemmes av formlene:

,

Den generelle forlengelsesfaktoren er:

Rullebordet for rør med dimensjonene 48,3 × 4,0 mm og 60,3 × 5,0 mm ble beregnet på tilsvarende måte.

Det rullende bordet er presentert i tabell. 3.1.

Tabell 3.1 - TPA-80 rullebord

3.3 Beregning av kalibrering av reduksjonsmøllevalser

Rullkalibrering er viktig integrert del beregning av mølledriftsmodus. Det bestemmer i stor grad kvaliteten på rørene, verktøyets levetid, lastfordelingen i arbeidsstativene og drivverket.

Beregning av rullekalibrering inkluderer:

fordeling av partielle deformasjoner i møllestander og beregning av gjennomsnittlige diametre av målere;

bestemmelse av rullekaliberstørrelser.

3.3.1 Fordeling av partielle deformasjoner

I henhold til arten av endringer i spesielle deformasjoner, kan reduksjonsmøllens bevoksninger deles inn i tre grupper: toppstanden ved begynnelsen av møllen, hvor reduksjonen øker intensivt ettersom valsingen skrider frem; en målegruppe (ved enden av møllen), der deformasjonene er redusert til en minimumsverdi, og en gruppe stativer mellom dem (midten), hvor de delvise deformasjonene er maksimale eller nær dem.

Når du ruller rør under strekk, blir verdiene av delvise deformasjoner tatt basert på tilstanden for stabilitet av rørprofilen til en verdi av plastisk spenning som sikrer produksjon av et rør av en gitt størrelse.

Koeffisienten for total plastisk spenning kan bestemmes av formelen:

,

Hvor
- aksiale og tangentielle deformasjoner tatt i logaritmisk form; T-verdi bestemt for en tre-rulls måler ved hjelp av formelen

hvor (S/D) cp er det gjennomsnittlige forholdet mellom veggtykkelse og diameter under perioden med rørdeformasjon i møllen; k-koeffisient som tar hensyn til endringen i tykkelsesgraden til røret.

,

,

hvor m er verdien av den totale deformasjonen av røret langs dets diameter.

.

Verdien av den kritiske partielle reduksjonen ved en slik koeffisient for plastisk spenning, ifølge , kan nå 6% i det andre stativet, 7,5% i det tredje stativet og 10% i det fjerde stativet. I første stand anbefales det å ta innen 2,5–3 %. Men for å sikre et stabilt grep reduseres vanligvis kompresjonen.

I forbearbeidings- og etterbehandlingsstandene til fabrikken reduseres også reduksjonen, men for å redusere belastningen på rullene og øke nøyaktigheten til de ferdige rørene. I det siste stativet av kalibreringsgruppen er kompresjonen tatt lik null, den nest siste er opptil 0,2 fra kompresjonen i den siste standen av midtgruppen.

I mellomgruppe bevoksninger praktiserer jevn og ujevn fordeling av partielle deformasjoner. Med en jevn fordeling av kompresjon i alle bestandene i denne gruppen, antas de å være konstante. Den ujevne fordelingen av partielle deformasjoner kan ha flere alternativer og kan karakteriseres av følgende mønstre:

kompresjon i midtgruppen reduseres proporsjonalt fra de første standene til den siste fallende modusen;

i de første få standene i mellomgruppen reduseres delvise deformasjoner, og resten holdes konstant;

kompresjon i mellomgruppen økes først og deretter reduseres;

i de første få standene i den midterste gruppen forblir partielle deformasjoner konstante, og i resten reduseres de.

Med avtagende tøyningsforhold i den midtre gruppen av stativer, reduseres forskjeller i rullekraften og belastningen på drivverket, forårsaket av en økning i motstanden mot deformasjon av metallet når rulling skjer, på grunn av en reduksjon i temperaturen og en økning i deformasjonshastigheten. Det antas at å redusere reduksjonen ved enden av møllen også forbedrer kvaliteten på den ytre overflaten av rørene og reduserer den tverrgående tykkelsesforskjellen.

Ved beregning av rullekalibreringen antar vi en jevn fordeling av kompresjon.

Verdiene av spesielle deformasjoner for møllestandene er vist i fig. 3.1.

Kompresjonsfordeling

Basert på de aksepterte verdiene for partielle deformasjoner, kan gjennomsnittsdiametrene til kalibrene beregnes ved å bruke produksjonsformelen rør, og direkte ... feil) under produksjon skumbetong. På produksjon skumbetong brukes av ulike... arbeidere direkte relatert til produksjon skumbetong, spesielle klær, ...

480 gni. | 150 UAH | $7,5 ", MOUSEOFF, FGCOLOR, "#FFFFCC",BGCOLOR, "#393939");" onMouseOut="return nd();"> Avhandling - 480 RUR, levering 10 minutter, hele døgnet, syv dager i uken og helligdager

Kholkin Evgeniy Gennadievich. Studie av lokal stabilitet av tynnveggede trapesprofiler med langsgående tverrgående bøyning: avhandling... kandidat tekniske vitenskaper: 01.02.06 / Evgeniy Gennadievich Kholkin; [Beskyttelsessted: Ohm. stat tech. Universitetet].- Omsk, 2010.- 118 s.: ill. RSL OD, 61 10-5/3206

Introduksjon

1. Gjennomgang av studier om stabiliteten til komprimerte platestrukturelementer 11

1.1. Grunnleggende definisjoner og metoder for å studere stabiliteten til mekaniske systemer 12

1.1.1, Algoritme for å studere stabiliteten til mekaniske systemer ved bruk av den statiske metoden 16

1.1.2. Statisk tilnærming. Metoder: Euler, ikke-idealiteter, energi 17

1.2. Matematisk modell og hovedresultater fra analytiske studier av Euler stabilitet. Stabilitetsfaktor 20

1.3. Metoder for å studere stabiliteten til plateelementer og strukturer laget av dem 27

1.4. Tekniske metoder for beregning av plater og komposittplateelementer. Konseptet med reduksjonsmetoden 31

1.5. Numeriske studier av Euler-stabilitet ved bruk av finite element-metoden: muligheter, fordeler og ulemper 37

1.6. Gjennomgang av eksperimentelle studier av stabiliteten til plater og komposittplateelementer 40

1.7. Konklusjoner og oppgaver i teoretiske studier av stabiliteten til tynnveggede trapesprofiler 44

2. Utvikling av matematiske modeller og algoritmer for beregning av stabiliteten til tynnveggede plateelementer av trapesprofiler: 47

2.1. Lengde-tverrgående bøyning av tynnveggede plateelementer av trapesprofiler 47

2.1.1. Redegjørelse av problemet, grunnleggende forutsetninger 48

2.1.2. Matematisk modell i vanlige differensialligninger. Grensebetingelser, ikke-idealitetsmetode 50

2.1.3. Algoritme for numerisk integrasjon, bestemmelse av kritiske

spenning og dens implementering i MS Excel 52

2.1.4. Beregningsresultater og deres sammenligning med kjente løsninger 57

2.2. Beregning av kritiske spenninger for et enkelt plateelement

som en del av profilen ^..59

2.2.1. En modell som tar hensyn til elastisk kobling av plateprofilelementer. Grunnleggende forutsetninger og oppgaver for numerisk forskning 61

2.2.2. Numerisk studie av leddstivhet og tilnærming av resultater 63

2.2.3. Numerisk studie av halvbølgelengden av knekking ved første kritiske belastning og tilnærming av resultatene 64

2.2.4. Beregning av koeffisienten k(/3x,/32). Tilnærming av beregningsresultater (A,/?2) 66

2.3. Vurdere tilstrekkeligheten av beregninger ved å sammenligne med numeriske løsninger ved bruk av finittelementmetoden og kjente analytiske løsninger 70

2.4. Konklusjoner og mål for den eksperimentelle studien 80

3. Eksperimentelle studier på lokal stabilitet av tynnveggede trapesprofiler 82

3.1. Beskrivelse av prototyper og eksperimentelt oppsett 82

3.2. Prøvetesting 85

3.2.1. Metodikk og innhold i prøver G..85

3.2.2. Kompresjonstestresultater for prøver 92

3.3. Konklusjoner 96

4. Ta hensyn til lokal stabilitet i beregninger bærende konstruksjoner fra tynnveggede trapesprofiler med flat langsgående og tverrgående bøyning 97

4.1. Beregning av kritiske spenninger for lokal knekking av plateelementer og maksimal tykkelse på en tynnvegget trapesprofil 98

4.2. Område med tillatte belastninger uten å ta hensyn til lokalt tap av stabilitet 99

4.3. Reduksjonsfaktor 101

4.4. Regnskap for lokal knekking og reduksjon 101

Konklusjoner 105

Bibliografi

Introduksjon til arbeidet

Arbeidets relevans.

Å lage lette, holdbare og pålitelige strukturer er en presserende oppgave. Et av hovedkravene innen maskinteknikk og konstruksjon er å redusere metallforbruket. Dette fører til at konstruksjonselementer må beregnes ved hjelp av mer nøyaktige konstitutive sammenhenger som tar hensyn til faren for både generelt og lokalt tap av stabilitet.

En av måtene å løse problemet med å redusere vekten på er bruken av høyteknologiske tynnveggede trapesformede valsede profiler (TRP). Profiler produseres ved valsing av tynn stålplate med en tykkelse på 0,4...1,5 mm i stasjonære forhold eller direkte på installasjonsstedet som flate eller buede elementer. Strukturer som bruker bærende buede belegg laget av tynnveggede trapesprofiler, utmerker seg ved deres letthet, estetiske utseende, enkel installasjon og en rekke andre fordeler sammenlignet med tradisjonelle typer belegg.

Hovedtypen for profilbelastning er langsgående-tverrgående bøyning. Tone-

jfflF dMF" noen lamellelementer

profiler opplever
kompresjon i medianplanet
bein kan miste steder
ny stabilitet. Lokalt
knekking

Ris. 1. Eksempel på lokal knekking

Yam,

^J

Ris. 2. Ordning med redusert profilseksjon

(MPU) observeres i begrensede områder langs profilens lengde (fig. 1) ved vesentlig lavere belastninger enn det generelle tapet av stabilitet og spenninger som står i forhold til de tillatte. Med MPU slutter et separat komprimert plateelement av profilen helt eller delvis å oppfatte belastningen, som omfordeles mellom de resterende plateelementene i profilseksjonen. Dessuten, i seksjonen der MPU oppstod, overskrider ikke spenningene nødvendigvis de tillatte. Dette fenomenet kalles reduksjon. Reduksjon

består i å redusere, sammenlignet med den virkelige, profilens tverrsnittsareal når den reduseres til et idealisert designskjema (fig. 2). I denne forbindelse er utvikling og implementering av ingeniørmetoder for å ta hensyn til lokalt tap av stabilitet av plateelementer med en tynnvegget trapesprofil en presserende oppgave.

Fremtredende forskere behandlet spørsmålene om platestabilitet: 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 og andre. Tekniske tilnærminger til analyse av kritiske spenninger under lokal knekking ble utviklet i verkene til E.L. Ayrumyan, Burgraf, A.L. Vasilyeva, B.Ya. Volodarsky, M.K. Glowman, Caldwell, V.I. Klimanova, V.G. Krokhaleva, D.V. Martsinkevich, E.A. Pavlinova, A.K. Pertseva, F.F. Tamplona, ​​S.A. Timasheva.

I de angitte ingeniørberegningsmetodene for profiler med et tverrsnitt av kompleks form, er faren for MPU praktisk talt ikke tatt i betraktning. På stadiet av foreløpig utforming av strukturer fra tynnveggede profiler Det er viktig å ha et enkelt apparat for å vurdere bæreevnen til en bestemt standardstørrelse. I denne forbindelse er det behov for å utvikle tekniske beregningsmetoder som gjør det mulig, i prosessen med å designe strukturer fra tynnveggede profiler, raskt å vurdere deres bæreevne. En verifikasjonsberegning av bæreevnen til en struktur laget av en tynnvegget profil kan utføres ved hjelp av raffinerte metoder ved bruk av eksisterende programvareprodukter og om nødvendig justeres. Dette to-trinns systemet for å beregne bæreevnen til strukturer laget av tynnveggede profiler er det mest rasjonelle. Derfor er utvikling og implementering av tekniske metoder for å beregne bæreevnen til strukturer laget av tynnveggede profiler, tatt i betraktning det lokale tapet av stabilitet av plateelementer, en presserende oppgave.

Hensikten med avhandlingsarbeidet: studie av lokalt tap av stabilitet i plateelementer av tynnveggede trapesprofiler under deres langsgående-tverrgående bøyning og utvikling av en ingeniørmetodikk for beregning av bæreevne under hensyntagen til lokal stabilitet.

For å nå målet settes følgende: forskningsmål.

Utvidelse av analytiske løsninger for stabilitet av komprimerte rektangulære plater til et system av konjugerte plater i en profil.

Numerisk studie av den matematiske modellen for lokal profilstabilitet og oppnåelse av tilstrekkelige analytiske uttrykk for minimum kritisk spenning til MPU-plateelementet.

Eksperimentell vurdering av grad av reduksjon i tverrsnitt av tynnvegget profil med lokalt tap av stabilitet.

Utvikling av en ingeniørmetodikk for verifisering og designberegning av en tynnvegget profil med hensyn til lokal knekking.

Vitenskapelig nyhet arbeidet er å utvikle en adekvat matematisk modell for lokal knekking for en egen plate

element som en del av profilen og oppnå analytiske avhengigheter for beregning av kritiske spenninger.

Gyldighet og pålitelighet de oppnådde resultatene sikres ved å være basert på grunnleggende analytiske løsninger problemer med stabilitet av rektangulære plater, korrekt bruk av det matematiske apparatet, tilstrekkelig for praktiske beregninger sammenfallende med resultatene av FEM-beregninger og eksperimentelle studier.

Praktisk betydning består i å utvikle en ingeniørmetodikk for å beregne bæreevnen til profiler under hensyntagen til lokalt tap av stabilitet. Resultatene av arbeidet blir introdusert i Montazhproekt LLC i form av et system med tabeller og grafiske representasjoner av tillatte lastområder for hele spekteret av produserte profiler, tatt i betraktning lokalt tap av stabilitet, og brukes til foreløpig valg av typen og tykkelse på profilmaterialet for spesifikke designløsninger og typer belastning.

Grunnleggende bestemmelser fremlagt til forsvar.

En matematisk modell av plan bøyning og kompresjon av en tynnvegget profil som et system av konjugerte plateelementer og en metode for å bestemme, på grunnlag av den, de kritiske spenningene til MPU i betydningen Euler.

Analytiske avhengigheter for beregning av kritiske spenninger ved lokal knekking for hvert plateelement i profilen i flat langsgående-tverrgående bøyning.

Teknisk metodikk for verifikasjon og designberegning av en tynnvegget trapesprofil tatt i betraktning lokal knekking. Godkjenning av arbeid og publisering.

Hovedbestemmelsene i avhandlingen ble rapportert og diskutert på vitenskapelige og tekniske konferanser på ulike nivåer: International Congress "Machines, Technologies and Processes in Construction" dedikert til 45-årsjubileet til Fakultetet for "Transport and Technological Machines" (Omsk, SibADI, 6.-7. desember 2007); All-russisk vitenskapelig og teknisk konferanse, "YOUNG RUSSIA: advanced technology into industry" (Omsk, Omsk State Technical University, 12.-13. november 2008).

Arbeidets struktur og omfang. Avhandlingen er presentert på 118 sider med tekst, består av en introduksjon, 4 kapitler og ett vedlegg, inneholder 48 figurer, 5 tabeller. Listen over referanser inkluderer 124 titler.

Matematisk modell og hovedresultater fra analytiske studier av Euler stabilitet. Stabilitetsfaktor

Ethvert ingeniørprosjekt er basert på å løse differensialligninger av en matematisk modell av bevegelse og likevekt i et mekanisk system. Å tegne et design av en struktur, mekanisme eller maskin er ledsaget av noen produksjonstoleranser, og deretter av ikke-idealiteter. Ufullkommenheter kan også oppstå under drift i form av bulker, hull på grunn av slitasje og andre faktorer. Alle varianter av ytre påvirkninger kan ikke forutses. Strukturen tvinges til å virke under påvirkning av tilfeldige forstyrrende krefter som ikke er tatt hensyn til i differensialligningene.

Faktorer som ikke er tatt i betraktning i den matematiske modellen - ufullkommenheter, tilfeldige krefter eller forstyrrelser - kan gjøre alvorlige justeringer av de oppnådde resultatene.

Det er et skille mellom den uforstyrrede tilstanden til systemet - den beregnede tilstanden ved null forstyrrelser, og den forstyrrede tilstanden - dannet som et resultat av forstyrrelser.

I ett tilfelle, på grunn av forstyrrelsen, er det ingen signifikant endring i likevektsposisjonen til strukturen eller dens bevegelse avviker lite fra den beregnede. Denne tilstanden til det mekaniske systemet kalles stabil. I andre tilfeller avviker likevektsposisjonen eller arten av bevegelsen betydelig fra den beregnede; en slik tilstand kalles ustabil.

Teorien om bevegelsesstabilitet og likevekt av mekaniske systemer omhandler etablering av tegn som gjør det mulig å bedømme om den aktuelle bevegelsen eller likevekten vil være stabil eller ustabil.

Et typisk tegn på et systems overgang fra en stabil tilstand til en ustabil tilstand er oppnåelsen av en parameter med en verdi kalt kritisk - kritisk kraft, kritisk hastighet, etc.

Utseendet til ufullkommenheter eller påvirkning av uoversiktlige krefter fører uunngåelig til bevegelse av systemet. Derfor, i det generelle tilfellet, bør bevegelsesstabiliteten til et mekanisk system under forstyrrelser undersøkes. Denne tilnærmingen til stabilitetsforskning kalles dynamisk, og de tilsvarende forskningsmetodene kalles dynamiske.

I praksis er det ofte nok å begrense oss til en statisk tilnærming, d.v.s. statiske metoder for å studere stabilitet. I dette tilfellet studeres det endelige resultatet av forstyrrelsen - den nye stabile likevektstilstanden til det mekaniske systemet og graden av dets avvik fra den beregnede, uforstyrrede likevektsposisjonen.

Den statiske formuleringen av problemet forutsetter ikke å ta hensyn til treghetskrefter og tidsparameteren. Denne problemformuleringen gjør det ofte mulig å overføre modellen fra matematisk fysikks ligninger til vanlige differensialligninger. Dette forenkler den matematiske modellen betydelig og letter den analytiske studien av stabilitet.

Et positivt resultat av en likevektsstabilitetsanalyse ved bruk av den statiske metoden garanterer ikke alltid dynamisk stabilitet. For konservative systemer fører imidlertid den statiske tilnærmingen til å bestemme kritiske belastninger og nye likevektstilstander til nøyaktig de samme resultatene som den dynamiske.

I et konservativt system bestemmes arbeidet til interne og eksterne krefter i systemet, utført under overgangen fra en tilstand til en annen, kun av disse tilstandene og er ikke avhengig av bevegelsesbanen.

Konseptet "system" kombinerer en deformerbar struktur og belastninger, hvis oppførsel må spesifiseres. Dette innebærer to nødvendige og tilstrekkelige betingelser for systemets konservatisme: 1) elastisiteten til den deformerbare strukturen, dvs. reversibilitet av deformasjoner; 2) konservatisme av lasten, dvs. uavhengighet av arbeidet utført av den fra banen. I noen tilfeller gir den statiske metoden tilfredsstillende resultater for ikke-konservative systemer.

For å illustrere ovenstående, vurder flere eksempler fra teoretisk mekanikk og materialers styrke.

1. En kule med vekt Q er plassert i en fordypning av støtteflaten (fig. 1.3). Under påvirkning av den forstyrrende kraften 5P Q sina, endres ikke likevektsposisjonen til ballen, dvs. den er stabil.

Med en kortvarig virkning av kraften 5P Q sina uten å ta hensyn til rullefriksjon, er en overgang til en ny likevektsposisjon eller svingninger rundt den innledende likevektsposisjonen mulig. Når man tar friksjon i betraktning, vil den oscillerende bevegelsen dempes, det vil si stabil. Den statiske tilnærmingen lar oss bestemme kun den kritiske verdien av den forstyrrende kraften, som er lik: Pcr = Q sina. Bevegelsens natur når den kritiske verdien av den forstyrrende påvirkningen overskrides og den kritiske varigheten av påvirkningen kan kun analyseres med dynamiske metoder.

2. En stang med lengde / komprimeres med kraft P (fig. 1.4). Fra motstanden til materialer basert på den statiske metoden er det kjent at når det belastes innenfor det elastiske området, er det en kritisk verdi av trykkkraften.

Å løse det samme problemet med en sporingskraft, hvis retning sammenfaller med retningen til tangenten ved påføringspunktet, ved bruk av den statiske metoden fører til konklusjonen om den absolutte stabiliteten til den rettlinjede formen for likevekt.

Matematisk modell i vanlige differensialligninger. Grensebetingelser, metode for ikke-idealiteter

Teknisk analyse er delt inn i to kategorier: klassiske og numeriske metoder. Klassiske metoder prøver å løse problemer med distribusjon av spennings- og tøyningsfelt direkte, og danner systemer av differensialligninger basert på grunnleggende prinsipper. En nøyaktig løsning, hvis det er mulig å oppnå ligninger i lukket form, er bare mulig for de enkleste tilfellene av geometri, belastninger og grenseforhold. Et ganske bredt spekter av klassiske problemer kan løses ved å bruke omtrentlige løsninger av systemer med differensialligninger. Disse løsningene har form av serier der de lavere leddene forkastes etter å ha undersøkt konvergens. I likhet med eksakte løsninger krever omtrentlige løsninger en vanlig geometrisk form, enkle grenseforhold og praktisk påføring av last. Følgelig kan disse løsningene ikke brukes på de fleste praktiske problemer. Den grunnleggende fordelen med klassiske metoder er at de gir en dyp forståelse av problemet som studeres. Et bredere spekter av problemer kan undersøkes ved hjelp av numeriske metoder. Numeriske metoder inkluderer: 1) energimetode; 2) grenseelementmetode; 3) endelig forskjellsmetode; 4) endelig element metode.

Energimetoder gjør det mulig å finne minimumsuttrykket for den totale potensielle energien til en struktur over hele det gitte området. Denne tilnærmingen fungerer bare bra når du løser visse problemer.

Grenseelementmetoden tilnærmer funksjoner som tilfredsstiller systemet med differensialligninger som løses, men ikke grensebetingelsene. Dimensjonaliteten til problemet reduseres fordi elementene bare representerer grensene til det modellerte området. Å bruke denne metoden krever imidlertid kunnskap om den grunnleggende løsningen til ligningssystemet, noe som kan være vanskelig å oppnå.

Den endelige forskjellsmetoden transformerer et system av differensialligninger og grensebetingelser til et tilsvarende system av algebraiske ligninger. Denne metoden tillater å løse problemer med analyse av strukturer med kompleks geometri, grenseforhold og kombinerte laster. Den endelige forskjellsmetoden er imidlertid ofte for treg på grunn av at kravet om et regulært rutenett over hele studieområdet fører til likningssystemer av svært høye ordener.

Den endelige elementmetoden kan utvides til en nesten ubegrenset klasse av problemer på grunn av det faktum at den tillater bruk av elementer av enkle og forskjellige former for å oppnå partisjoner. Størrelsene på de endelige elementene, som kan kombineres for å oppnå en tilnærming til eventuelle uregelmessige grenser, varierer noen ganger i partisjonen titalls ganger. Det er tillatt å påføre en belastning av enhver type på elementene i modellen, så vel som å påføre alle typer feste på dem. Hovedproblemet er å øke kostnadene for å oppnå resultater. Løsningens generelle karakter kommer på bekostning av tap av intuisjon, siden en endelig elementløsning faktisk er et sett med tall som bare gjelder for et spesifikt problem som stilles ved bruk av en endelig elementmodell. Å endre et vesentlig aspekt i modellen krever vanligvis en fullstendig re-løsning av problemet. Dette er imidlertid en ubetydelig kostnad, siden den endelige elementmetoden ofte er den eneste mulig måte hennes avgjørelser. Metoden er anvendelig for alle klasser av feltfordelingsproblemer, som inkluderer strukturell analyse, varmeoverføring, væskestrøm og elektromagnetisme. Ulempene med numeriske metoder inkluderer: 1) de høye kostnadene ved finite element analyseprogrammer; 2) lang opplæring i arbeid med programmet og mulighet for heltidsarbeid kun for høyt kvalifisert personell; 3) ganske ofte er det umulig å verifisere ved fysisk eksperiment riktigheten av løsningsresultatet oppnådd ved den endelige elementmetoden, inkludert i ikke-lineære problemer. t Gjennomgang av eksperimentelle studier av stabilitet av plater og komposittplateelementer

Profilene som i dag brukes til bygningskonstruksjoner er laget av metallplater tykkelse fra 0,5 til 5 mm og anses derfor som tynnvegget. Kantene deres kan enten være flate eller buede.

Hovedtrekket ved driften av tynnveggede profiler er at flater med et høyt forhold mellom bredde og tykkelse opplever store knekkdeformasjoner ved belastning. En spesielt intensiv økning i avbøyningen observeres når størrelsen på spenningene som virker i ansiktet nærmer seg en kritisk verdi. Det er tap av lokal stabilitet, og avbøyningen blir sammenlignbar med tykkelsen på ansiktet. Som et resultat er tverrsnittet av profilen sterkt forvrengt.

I litteraturen om stabiliteten til plater er en spesiell plass okkupert av verkene til den russiske forskeren SP. Tymosjenko. Han er kreditert for å ha utviklet en energimetode for å løse problemer med elastisk stabilitet. Ved å bruke denne metoden, SP. Timosjenko ga en teoretisk løsning på problemene med stabilitet av plater lastet i midtplanet under forskjellige grenseforhold. De teoretiske løsningene ble verifisert ved en serie tester av enkelt støttede plater under jevn kompresjon. Tester bekreftet teorien.

Vurdering av tilstrekkeligheten av beregninger ved sammenligning med numeriske løsninger ved finittelementmetoden og kjente analytiske løsninger

For å verifisere påliteligheten til de oppnådde resultatene, ble numeriske studier utført ved bruk av finite element-metoden (FEM). I I det siste Numeriske FEM-studier brukes i økende grad på grunn av objektive årsaker, som mangel på testoppgaver og umuligheten av å oppfylle alle betingelser ved testing av prøver. Numeriske metoder gjør det mulig å utføre forskning under "ideelle" forhold og ha minimal feil, noe som er praktisk talt umulig å implementere i reelle tester. Numeriske studier ble utført ved bruk av ANSYS-programmet.

Numeriske studier ble utført med følgende prøver: rektangulær plate; U-formet og trapesformet profilelement, med en langsgående sikk og uten sikk; profilark (Fig. 2.11). Prøver med en tykkelse på 0,7; 0,8; 0,9 og 1 mm.

En jevn trykkbelastning SGSG ble påført prøvene (fig. 2.11) i endene, etterfulgt av en økning for trinn Det. Lasten som tilsvarer det lokale stabilitetstapet til en flat form tilsvarte verdien av den kritiske trykkspenningen scr. Deretter, ved å bruke formel (2.24), ble stabilitetskoeffisienten &(/?і,/?г) beregnet og sammenlignet med verdien fra tabell 2.

La oss vurdere en rektangulær plate med en lengde a = 100 mm og en bredde 6 = 50 mm, komprimert i endene av en jevn trykkbelastning. I det første tilfellet har platen en hengslet feste langs konturen, i den andre - en stiv tetning langs sidekantene og en hengslet feste langs endene (fig. 2.12).

I ANSYS-programmet ble en jevn trykkbelastning påført endeflatene, og den kritiske belastningen, spenningen og stabilitetskoeffisienten &(/?],/?2) til platen ble bestemt. Ved hengsling langs konturen mistet platen stabilitet i den andre formen (to buler ble observert) (Fig. 2.13). Deretter ble stabilitetskoeffisientene for platen, funnet numerisk og analytisk, sammenlignet. Beregningsresultatene er presentert i tabell 3.

Fra tabell 3 kan man se at forskjellen mellom resultatene av den analytiske og numeriske løsningen var mindre enn 1 %. Fra dette ble det konkludert med at den foreslåtte stabilitetsforskningsalgoritmen kan brukes ved beregning av kritiske laster for mer komplekse strukturer.

For å utvide den foreslåtte metoden for å beregne den lokale stabiliteten til tynnveggede profiler til det generelle tilfellet med belastning, ble det utført numeriske studier i ANSYS-programmet for å bestemme hvordan arten av trykklasten påvirker koeffisienten k(y). Forskningsresultatene presenteres i en graf (fig. 2.14).

Det neste trinnet med å teste den foreslåtte beregningsmetodikken var studien individuelle element profil (fig. 2.11, b, c). Den er hengslet langs konturen og komprimeres i endene av en jevn trykkbelastning av USG (fig. 2.15). Prøven ble testet for stabilitet ved bruk av ANSYS-programmet og ved bruk av den foreslåtte metoden. Etter dette ble resultatene sammenlignet.

Ved å lage en modell i ANSYS, for å sikre jevn fordeling av trykklasten langs enden, ble det plassert en tynnvegget profil mellom to tykke plater og påført dem en trykkbelastning.

Resultatet av å studere et U-formet profilelement i ANSYS-programmet er vist i figur 2.16, som viser at for det første skjer tapet av lokal stabilitet på den bredeste platen.

Område med tillatte belastninger uten å ta hensyn til lokalt tap av stabilitet

For bærende konstruksjoner laget av høyteknologiske tynnveggede trapesprofiler, utføres beregninger ved bruk av tillatte spenningsmetoder. En ingeniørteknikk foreslås for å ta hensyn til lokalt tap av stabilitet ved beregning av bæreevnen til strukturer laget av tynnveggede trapesprofiler. Teknikken er implementert i MS Excel, er tilgjengelig for bred bruk og kan tjene som grunnlag for passende tillegg til forskriftsdokumenter angående beregning av tynnveggede profiler. Den er basert på forskning og oppnådde analytiske avhengigheter for å beregne de kritiske spenningene ved lokal knekking av plateelementer med en tynnvegget trapesprofil. Problemet er delt inn i tre komponenter: 1) å bestemme minimumstykkelsen på profilen (maksimum t \ hvor det ikke er nødvendig å ta hensyn til lokalt tap av stabilitet i denne typen beregninger; 2) å bestemme området for tillatt belastninger av en tynnvegget trapesformet profil, innenfor hvilken bæreevnen er sikret uten lokalt tap av stabilitet; 3) bestemmelse av rekkevidden av tillatte verdier av NuM, innenfor hvilken bæreevnen er sikret i tilfelle lokalt tap av stabilitet av ett eller flere plateelementer med en tynnvegget trapesformet profil (som tar hensyn til reduksjonen av profildelen).

I dette tilfellet anses det at avhengigheten av bøyemomentet av den langsgående kraften M=f(N) for den beregnede strukturen er oppnådd ved bruk av metodene for styrke av materialer eller strukturell mekanikk (fig. 2.1). De tillatte spenningene [t] og materialets flytegrense er kjent, samt restspenningene i plateelementene. I beregningene etter lokalt tap av stabilitet ble «reduksjon»-metoden brukt. Ved knekking elimineres 96 % av bredden til det tilsvarende plateelementet.

Beregning av kritiske spenninger ved lokal knekking av plateelementer og maksimal tykkelse av en tynnvegget trapesprofil En tynnvegget trapesprofil er delt inn i et sett med plateelementer som vist i Fig. 4.1. Samtidig påvirker ikke vinkelen på gjensidig arrangement av naboelementer verdien av den kritiske spenningen til den lokale

Profil H60-845 BUET knekking. Det er tillatt å erstatte buede korrugeringer med rette elementer. De kritiske trykkspenningene ved lokal knekking i Euler-forstand for et individuelt i-te plateelement av en tynnvegget trapesprofil med bredde bt ved tykkelse t, elastisitetsmodul av materialet E og Poissons forhold ju i det elastiske belastningsstadiet er bestemt av formelen

Koeffisientene k(рх,Р2) og k(v) tar hensyn til henholdsvis påvirkningen av stivheten til tilstøtende plateelementer og arten av fordelingen av trykkspenninger over bredden av plateelementet. Verdien av koeffisientene: k(рх,Р2) bestemmes fra tabell 2, eller beregnes ved hjelp av formelen

Normalspenninger i et plateelement bestemmes i de sentrale aksene av den velkjente formelen for materialers motstand. Arealet av tillatte belastninger uten å ta hensyn til lokalt tap av stabilitet (fig. 4.2) bestemmes av uttrykket og er en firkant, der J er treghetsmomentet til seksjonen av profilperioden under bøyning, F er profilperiodens seksjonsområde, utam og Utip er koordinatene til ytterpunktene til profilseksjonen (fig. 4.1).

Her beregnes tverrsnittsarealet til profilen F og treghetsmomentet til seksjonen J for et periodisk element med lengde L, og lengdekraften iV og bøyemomentet Mb til profilen er relatert til L.

Bæreevnen er sikret når den faktiske lastkurven M=f(N) faller innenfor området for tillatte laster minus området med lokal knekking (fig. 4.3). Figur 4.2. Område med tillatte belastninger uten å ta hensyn til lokalt tap av stabilitet

Tapet av lokal stabilitet i en av hyllene fører til delvis utelukkelse fra oppfatningen av arbeidsbelastninger - reduksjon. Reduksjonsgraden tas i betraktning av reduksjonskoeffisienten

Bæreevne er sikret når den faktiske lastkurven faller innenfor området for tillatte laster minus lastområdet for lokal knekking. Ved mindre tykkelser reduserer den lokale knekklinjen arealet med tillatte belastninger. Lokal knekking er ikke mulig dersom den faktiske lastkurven ligger i et redusert område. Når den faktiske belastningskurven går utover linjen for minimumsverdien for den kritiske spenningen ved lokal knekking, er det nødvendig å gjenoppbygge området med tillatte belastninger under hensyntagen til reduksjonen av profilen, som bestemmes av uttrykket

UDC 621.774.3

STUDIE AV DYNAMIKKEN I ENDRINGER I RØR VEGGTYKKELSE UNDER REDUKSJON

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

Resultatene av en eksperimentell studie av dynamikken til endringer i rørveggtykkelsen under valsing og trekking i monolittiske og valsedyser presenteres. Det er vist at med en økning i deformasjonsgraden, observeres en mer intens økning i tykkelsen på rørveggen i prosessene med rulling og inntrekking av rulledyser, noe som gjør bruken lovende.

Stikkord: kalddeformerte rør, tykkveggede rør, rørtegning, rørveggtykkelse, kvalitet på rørets indre overflate.

Eksisterende teknologi Produksjonen av kalddeformerte tykkveggede rør med liten diameter fra korrosjonsbestandige stål involverer bruk av kaldvalseprosesser i kaldvalseverk og påfølgende arborless trekking i monolittiske dyser. Det er kjent at produksjon av rør med liten diameter ved kaldvalsing er forbundet med en rekke vanskeligheter på grunn av en reduksjon i stivheten til "stang-dor"-systemet. Derfor, for å produsere slike rør, brukes en tegneprosess, hovedsakelig uten dor. Arten av endringen i rørveggtykkelsen under dorløs trekking bestemmes av forholdet mellom veggtykkelsen S og ytre diameter D, og ​​den absolutte verdien av endringen overstiger ikke 0,05-0,08 mm. I dette tilfellet observeres veggtykkelse ved S/D-forholdet< 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.

Hensikten med arbeidet er en komparativ eksperimentell studie av dynamikken til endringer i rørveggtykkelsen i prosessene med reduksjon ved valsing, inntrekking av monolittiske og rulledyser.

Kalddeformede rør ble brukt som emner: dimensjoner 12,0x2,0 mm (S/D = 0,176), 10,0x2,10 mm (S/D = 0,216) laget av stål 08Х14МФ; mål 8,0x1,0 mm (S/D = 0,127) laget av stål 08Х18Н10Т. Alle rør var i glødet tilstand.

Inntrekking av monolittiske dyser ble utført på et kjedetrekkverk med en kraft på 30 kN. For rulletegning ble det brukt en dyse med forskjøvede par valse VR-2/2.180. Inntrekking av en valseform ble utført ved bruk av et system med oval-sirkelmåler. Reduksjonen av rør ved rulling ble utført i henhold til "oval-oval" kalibreringsskjemaet i et stativ med to ruller med ruller med en diameter på 110 mm.

På hvert trinn av deformasjonen ble det tatt prøver (5 stykker for hvert forskningsalternativ) for å måle ytre diameter, veggtykkelse og indre overflateruhet. De geometriske dimensjonene og overflateruheten til rørene ble målt ved hjelp av en TTTTs-TT elektronisk skyvelære. elektronisk punktmikrometer, profilometer Surftest SJ-201. Alle instrumenter og enheter har bestått den nødvendige metrologiske verifiseringen.

Parametrene for kalddeformasjon av rør er gitt i tabellen.

I fig. 1 viser grafer over avhengigheten av størrelsen på den relative økningen i veggtykkelse av graden av deformasjon e.

Analyse av grafene i fig. 1 viser at under rulling og inntrekking av en rulledyse, sammenlignet med trekkeprosessen i en monolittisk dyse, observeres en mer intens endring i tykkelsen av rørveggen. Dette skyldes ifølge forfatterne forskjellen i spenningstilstanden til metallet: under valsing og rulletrekking har strekkspenningene i deformasjonssonen lavere verdier. Plasseringen av veggtykkelsesendringskurven under valsetrekking under veggtykkelsesendringskurven under valsing skyldes noe høyere strekkspenninger under valsetrekking på grunn av aksial påføring av deformasjonskraften.

Ytterpunktet for funksjonen til endringen i veggtykkelse fra graden av deformasjon eller relativ kompresjon langs den ytre diameteren observert under valsing tilsvarer verdien S/D = 0,30. I analogi med varmreduksjon ved valsing, hvor det observeres en reduksjon i veggtykkelse ved S/D > 0,35, kan det antas at kaldreduksjon ved valsing er karakterisert ved en reduksjon i veggtykkelse ved et forhold på S/D > 0,30.

Siden en av faktorene som bestemmer arten av endringen i veggtykkelse er forholdet mellom strekk- og radielle spenninger, som igjen avhenger av parametrene

Passasjenummer Rørdimensjoner, mm S,/D, Si/Sc Di/Do є

Reduksjon ved rulling (rør laget av stålkvalitet 08Х14МФ)

O 9.98 2.157 O.216 1.O 1.O 1.O O

1 9,52 2,2ЗО О,2З4 1,ОЗ4 О,954 1 ,ОЗ 8 О,О4

2 8.1O 2.35O O.29O 1.O89 O.812 1.249 O.2O

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

Reduksjon ved rulling (rør laget av stålkvalitet 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

Reduksjon ved å trekke inn en rulledyse (rør laget av stålkvalitet 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 1.076 O.84O 1.178 O.15

Z 9.O1 2,ZO O.2O1 1.O9O O.751 1.Z52 O.26

Reduksjon ved å trekke inn en monolittisk dyse (rør laget av stålkvalitet 08Х14МФ)

О 12,ОО 2,11О О,176 1,О 1,О 1,О O

1 1О.97 2.1З5 0.195 1.О12 О.914 1.1О6 О.1О

2 9,98 2,157 O.216 1.O22 O.8Z2 1.118 O.19

Z 8,97 2,16O O.241 1.O24 O.748 1.147 O.ZO

Di, Si - henholdsvis ytre diameter og veggtykkelse på røret inn midtgang.

Ris. 1. Avhengighet av den relative økningen i rørveggtykkelse på graden av deformasjon

ra S/D, så er det viktig å studere påvirkningen av S/D-forholdet på posisjonen til ytterpunktet av funksjonen til å endre rørveggtykkelsen under reduksjonsprosessen. I følge arbeidet, ved lavere S/D-forhold, observeres maksimalverdien av rørveggtykkelsen ved store deformasjoner. Denne faktaen ble studert ved å bruke eksemplet på reduksjonsprosessen ved å rulle rør med dimensjoner 8,0x1,0 mm (S/D = 0,127) av stål 08Х18Н10Т sammenlignet med data om rullende rør med dimensjoner 10,0x2,10 mm (S/D = 0,216) av stål 08Х14МФ. Måleresultatene er vist i fig. 2.

Den kritiske deformasjonsgraden ved hvilken maksimal veggtykkelse ble observert ved rulling av rør med forholdet

S/D = 0,216, utgjorde 0,23. Når du ruller rør laget av stål 08Х18Н10Т, ble den ekstreme økningen i veggtykkelse ikke nådd, siden rørstørrelsesforholdet S/D, selv ved maksimal deformasjonsgrad, ikke oversteg 0,3. En viktig omstendighet er at dynamikken til økningen i veggtykkelse ved reduksjon av rør ved rulling er omvendt avhengig av S/D størrelsesforholdet til det originale røret, som demonstrert av grafene vist i fig. 2, a.

Analyse av kurvene i fig. 2, b viser også at endringen i S/D-forholdet under valseprosessen for rør laget av stålkvalitet 08Х18Н10Т og rør laget av stålkvalitet 08Х14МФ har tilsvarende kvalitativ karakter.

S0/A)=O.127 (08Х18Н10Т)

S0/00=0,216 (08Х14МФ)

Deformasjonsgrad, b

VA=0;216 (08Х14МФ)

(So/Da=0A21 08X18H10T) _

Deformasjonsgrad, є

Ris. 2. Endring i veggtykkelse (a) og S/D-forhold (b) avhengig av graden av deformasjon ved rulling av rør med forskjellige initiale S/D-forhold

Ris. 3. Avhengighet av den relative verdien av ruheten til den indre overflaten av rør på graden av deformasjon

I ferd med å redusere forskjellige måter Ruheten til den indre overflaten av rørene ble også vurdert ved det aritmetiske gjennomsnittlige avviket til høyden på mikroruhetene Ra. I fig. Figur 3 viser grafer over avhengigheten av den relative verdien av parameteren Ra på graden av deformasjon ved reduksjon av rør ved å rulle og trekke inn monolittiske dyser Rar, Ra0 - henholdsvis ruhetsparametrene

vatisiteten til den indre overflaten av rørene i i-passasjen og på det originale røret).

Analyse av kurvene i fig. 3 viser at i begge tilfeller (rulling, tegning) fører en økning i graden av deformasjon under reduksjon til en økning i parameteren Ra, det vil si at det forverrer kvaliteten på den indre overflaten av rørene. Dynamikk for endring (økning) i ruhetsparameteren med økende grad av deformasjon ved re-

kanalisering av rør ved å rulle i to-ruller overskrider betydelig (omtrent to ganger) den samme indikatoren i prosessen med å trekke inn monolittiske dyser.

Det bør også bemerkes at dynamikken til endringer i ruhetsparameteren til den indre overflaten er i samsvar med beskrivelsen ovenfor av dynamikken til endringer i veggtykkelse for reduksjonsmetodene som vurderes.

Basert på forskningsresultatene kan følgende konklusjoner trekkes:

1. Dynamikken til endringer i rørveggtykkelse for de betraktede metodene for kaldreduksjon er av samme type - intens fortykkelse med en økning i graden av deformasjon, en påfølgende nedgang i økningen i veggtykkelse med oppnåelse av et visst maksimum verdi ved et visst rørstørrelsesforhold S/D og en påfølgende reduksjon i økningen i veggtykkelse.

2. Dynamikken ved endringer i rørveggtykkelse er omvendt relatert til størrelsesforholdet til det opprinnelige røret S/D.

3. Den største dynamikken for økning i veggtykkelse observeres i prosessene med rulling og trekking i rulledyser.

4. En økning i graden av deformasjon under reduksjon ved rulling og trekking i monolittiske dyser fører til en forringelse av tilstanden til rørenes indre overflate, mens økningen i ruhetsparameteren Ra under rulling skjer mer intensivt enn under trekking. Med tanke på konklusjonene som er gjort og arten av endringen i veggtykkelse under deformasjon, kan det hevdes at for rørtrekking i rullematriser endringen

Nedgangen i Ra-parameteren vil være mindre intens enn for rulling, og mer intens sammenlignet med monolittisk tegning.

Informasjonen som er innhentet om lovene i kaldreduksjonsprosessen vil være nyttig ved utforming av ruter for produksjon av kalddeformerte rør fra korrosjonsbestandig stål. Samtidig er bruken av trekkeprosessen i valsedyser lovende for å øke tykkelsen på rørveggen og redusere antall passeringer.

Litteratur

1. Bisk, M.B. Kald deformasjon stålrør. På 2 timer Del 1: Forberedelse for deformasjon og tegning / M.B. Bisk, I.A. Grekhov, V.B. Slavin. -Sverdlovsk: Midt-Ural. bok forlag, 1976. - 232 s.

2. Savin, G.A. Rørtegning / G.A. Savin. -M: Metallurgi, 1993. - 336 s.

3. Shveikin, V.V. Teknologi for kaldvalsing og rørreduksjon: lærebok. godtgjørelse / V.V. Shveikin. - Sverdlovsk: Forlag UPI im. CM. Kirov, 1983. - 100 s.

4. Teknologi og utstyr for rørproduksjon / V.Ya. Osadchiy, A.S. Vavilin, V.G. Zimovets et al.; redigert av V.Ya. Osadchy. - M.: Intermet Engineering, 2007. - 560 s.

5. Barichko, B.V. Grunnleggende teknologiske prosesser OMD: forelesningsnotater / B.V. Barichko, F.S. Dubinsky, V.I. Krainov. - Chelyabinsk: SUSU Publishing House, 2008. - 131 s.

6. Potapov, I.N. Teori om rørproduksjon: lærebok. for universiteter / I.N. Potapov, A.P. Kolikov, V.M. Druyan. - M.: Metallurgi, 1991. - 424 s.

Yakovleva Ksenia Yurievna, juniorforsker, JSC Russian Research Institute of Pipe Industry (Chelyabinsk); [e-postbeskyttet].

Barichko Boris Vladimirovich, nestleder for avdelingen for sømløse rør, JSC Russian Research Institute of Pipe Industry (Chelyabinsk); [e-postbeskyttet].

Kuznetsov Vladimir Nikolaevich, leder for kalddeformasjonslaboratoriet til det sentrale plantelaboratoriet, Sinarsky Pipe Plant OJSC (Kamensk-Uralsky); [e-postbeskyttet].

Bulletin fra South Ural State University

Serien "Metallurgy" ___________2014, vol. 14, nr. 1, s. 101-105

STUDIE AV DYNAMISKE ENDRINGER AV RØRVEGGTYKKELSEN I REDUKSJONSPROSESSEN

K.Yu. Yakovleva, Det russiske forskningsinstituttet for rør- og rørindustrien (RosNITI), Chelyabinsk, Russland, [e-postbeskyttet],

B.V. Barichko, det russiske forskningsinstituttet for rør- og rørindustrien (RosNITI), Chelyabinsk, Russland, [e-postbeskyttet],

V.N. Kuznetsov, JSC "Sinarsky Pipe Plant", Kamensk-Uralsky, Russland, [e-postbeskyttet]

Resultatene av den eksperimentelle studien av dynamiske endringer for rørveggtykkelse under valsing, tegning både i ett-stykke og valsedyser er beskrevet. Resultatene viser at med økende deformasjon observeres den raskere veksten av rørveggens tykkelse ved rulling og trekking med rulledysene. Konklusjonen kan trekkes at bruken av rulledyser er den mest lovende.

Nøkkelord: kaldformede rør, tykkveggede rør, rørtegning, rørveggtykkelse, kvaliteten på rørets indre overflate.

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 s.

2. Savin G.A. Volochenie trub. Moskva, Metallurgiya Publ., 1993. 336 s.

3. Shveykin V.V. Tekhnologiya kholodnoy prokatki i redutsirovaniya trub. Sverdlovsk, Ural Polytechn. Inst. Publ., 1983. 100 s.

4. Osadchiy V.Ya., Vavilin A.S., Zimovets V.G. et al. Tekhnologiya og obrukovani trubnogo proizvodstva. Osadchiy V.Ya. (Red.). Moscow, Intermet Engineering Publ., 2007. 560 s.

5. Barichko B.V., Dubinskiy F.S., Kraynov V.I. Osnovy tekhnologicheskikh protsessov OMD. Chelyabinsk, Sør-Ural St. Univ. Publ., 2008. 131 s.

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