Pe secțiunea redusă a profilelor tee cu pereți subțiri, unghi și cruciforme după flambaj local. Billet pentru reducerea conductei cu tensiune Studiu de fezabilitate al proiectului

3.2 Calculul mesei rulante

Principiul de bază al construcției procesului tehnologic în instalațiile moderne este obținerea țevilor de același diametru constant pe o moară continuă, ceea ce permite utilizarea unei țagle și a unui manșon de asemenea cu diametru constant. Obtinerea tevilor cu diametrul necesar se asigura prin reducere. Un astfel de sistem de lucru facilitează și simplifică foarte mult setarea morilor, reduce stocul de scule și, cel mai important, vă permite să mențineți o productivitate ridicată a întregii unități chiar și atunci când rulați țevi cu un diametru minim (după reducere).

Calculăm masa de rulare în funcție de progresul de rulare conform metodei descrise în. Diametrul exterior al conductei după reducere este determinat de dimensiunile ultimei perechi de role.

D p 3 \u003d (1.010..1.015) * D o \u003d 1,01 * 33,7 \u003d 34 mm

unde D p este diametrul țevii finite după moara de reducere.

Grosimea peretelui după morile continue și de reducere trebuie să fie egală cu grosimea peretelui țevii finite, adică. S n \u003d Sp \u003d S o \u003d 3,2 mm.

Deoarece o țeavă de același diametru iese după o moară continuă, luăm D n \u003d 94 mm. În morile continue, calibrarea rolelor asigură că în ultima pereche de role diametrul interior al țevii este cu 1-2 mm mai mare decât diametrul dornului, astfel încât diametrul dornului va fi egal cu:

H \u003d d n - (1..2) \u003d D n -2S n -2 \u003d 94-2 * 3,2-2 \u003d 85,6 mm.

Luăm diametrul dornurilor egal cu 85 mm.

Diametrul interior al manșonului trebuie să asigure introducerea liberă a dornului și se ia cu 5-10 mm mai mare decât diametrul dornului.

d g \u003d n + (5..10) \u003d 85 + 10 \u003d 95 mm.

Acceptăm peretele mânecii:

S g \u003d S n + (11..14) \u003d 3,2 + 11,8 \u003d 15 mm.

Diametrul exterior al manșoanelor este determinat pe baza valorii diametrului interior și a grosimii peretelui:

D g \u003d d g + 2S g \u003d 95 + 2 * 15 \u003d 125 mm.

Diametrul piesei folosite D h =120 mm.

Diametrul dornului morii de perforare este selectat luând în considerare cantitatea de laminare, adică creșterea diametrului interior al manșonului, care este de la 3% la 7% din diametrul interior:

P \u003d (0,92 ... 0,97) d g \u003d 0,93 * 95 \u003d 88 mm.

Coeficienții de tragere pentru morile de perforare, continue și de reducere sunt determinați prin formulele:

,

Raportul total de extragere este:

În mod similar a fost calculată masa de rulare pentru țevi de 48,3×4,0 mm și 60,3×5,0 mm.

Masa rulanta este prezentată în Tabel. 3.1.

Tabelul 3.1 - Masa rulanta TPA-80

3.3 Calculul calibrării rolelor morii reducătoare

Calibrarea rolei este importantă parte integrantă calculul modului de funcţionare al morii. Acesta determină în mare măsură calitatea țevilor, durata de viață a sculei, distribuția sarcinii în standurile de lucru și antrenament.

Calculul de calibrare al rolei include:

repartizarea deformațiilor parțiale în standurile morii și calculul diametrelor medii ale calibrelor;

determinarea dimensiunilor rolelor.

3.3.1 Distribuția parțială a deformarii

După natura modificării deformațiilor parțiale, standurile morii de reducere pot fi împărțite în trei grupe: cea de cap de la începutul morii, în care reducerile cresc intens la laminare; calibrare (la capătul morii), în care deformațiile sunt reduse la o valoare minimă, și un grup de standuri între ele (la mijloc), în care deformațiile parțiale sunt maxime sau apropiate de ele.

La rularea țevilor cu tensiune, valorile deformațiilor parțiale sunt luate pe baza stării de stabilitate a profilului țevii la o valoare a tensiunii plastice care asigură producerea unei țevi de o dimensiune dată.

Coeficientul tensiunii plastice totale poate fi determinat prin formula:

,

Unde
- deformari axiale si tangentiale luate in forma logaritmica; T este valoarea determinată în cazul unui calibru cu trei role prin formula

unde (S/D) cp este raportul mediu dintre grosimea peretelui și diametrul pe perioada de deformare a conductei în moara; k-factor ținând cont de modificarea gradului de grosime a țevii.

,

,

unde m este valoarea deformarii totale a conductei de-a lungul diametrului.

.

Valoarea reducerii parțiale critice la un astfel de coeficient de tensiune plastică, conform , poate ajunge la 6% în al doilea stand, 7,5% în al treilea stand și 10% în al patrulea stand. În prima cușcă, se recomandă să luați în intervalul 2,5-3%. Cu toate acestea, pentru a asigura o prindere stabilă, cantitatea de compresie este în general redusă.

În standurile de prefinisare și finisare ale morii se reduce și reducerea, dar pentru a reduce sarcina pe role și a îmbunătăți precizia țevilor finite. În ultimul stand al grupei de dimensionare, reducerea se ia egală cu zero, penultima - până la 0,2 din reducerea din ultimul stand al grupului mijlociu.

ÎN grupa mijlocie standurile practică distribuția uniformă și neuniformă a deformațiilor parțiale. Cu o distribuție uniformă a compresiei în toate arboretele acestui grup, se presupune că acestea sunt constante. Distribuția neuniformă a unor deformații particulare poate avea mai multe variante și poate fi caracterizată prin următoarele modele:

compresia în grupul de mijloc este redusă proporțional de la primele standuri la ultima - modul de cădere;

în primele standuri ale grupului de mijloc, deformațiile parțiale sunt reduse, în timp ce restul sunt lăsate constante;

compresia în grupul de mijloc este mai întâi crescută și apoi redusă;

în primele standuri ale grupului de mijloc, deformările parțiale sunt lăsate constante, iar în rest sunt reduse.

Odată cu scăderea modurilor de deformare în grupul mijlociu de standuri, diferențele de putere de rulare și sarcina pe unitate scad, cauzate de o creștere a rezistenței la deformare a metalului în timpul rulării, ca urmare a scăderii temperaturii acestuia și a creșterii acestuia. în rata de deformare. Se crede că reducerea reducerii spre capătul morii îmbunătățește și calitatea suprafeței exterioare a țevilor și reduce variația transversală a peretelui.

La calcularea calibrării rolelor, presupunem o distribuție uniformă a reducerilor.

Valorile deformațiilor parțiale în standurile morii sunt prezentate în fig. 3.1.

Distribuție de sertizare

Pe baza valorilor acceptate ale deformațiilor parțiale, diametrele medii ale calibrelor pot fi calculate folosind formula de producție conducte, și, direct, ... eșecuri) în timpul producție beton spumos. La producție betonul spumos sunt folosite de diverși ... lucrători direct legați de producție beton spumos, îmbrăcăminte specială,...

480 de ruble. | 150 UAH | 7,5 USD ", MOUSEOFF, FGCOLOR, "#FFFFCC",BGCOLOR, "#393939");" onMouseOut="return nd();"> Teză - 480 de ruble, transport 10 minute 24 de ore pe zi, șapte zile pe săptămână și de sărbători

Hholkin Evgheni Ghenadievici. Studiu durabilitatea locală profile trapezoidale cu pereți subțiri cu încovoiere longitudinală-transversală: disertație... candidat la științe tehnice: 01.02.06 / Kholkin Evgeniy Gennadievich; [Locul de protecție: Ohm. stat tehnologie. un-t].- Omsk, 2010.- 118 p.: ill. RSL OD, 61 10-5/3206

Introducere

1. Prezentare generală a studiilor de stabilitate ale elementelor structurale ale plăcilor comprimate 11

1.1. Definiții și metode de bază pentru studierea stabilității sistemelor mecanice 12

1.1.1, Algoritm pentru studierea stabilității sistemelor mecanice prin metoda statică 16

1.1.2. abordare statică. Metode: Euler, nonidealitate, energetic 17

1.2. Modelul matematic și principalele rezultate ale studiilor analitice ale stabilității lui Euler. Factorul de stabilitate 20

1.3. Metode de studiere a stabilității elementelor plăcilor și structurilor realizate din acestea 27

1.4. Metode de inginerie pentru calcularea plăcilor și a elementelor de plăci compozite. Conceptul metodei de reducere 31

1.5. Studii numerice ale stabilității lui Euler prin metoda elementelor finite: oportunități, avantaje și dezavantaje 37

1.6. Prezentare generală a studiilor experimentale privind stabilitatea plăcilor și a elementelor de plăci compozite 40

1.7. Concluzii și sarcini ale studiilor teoretice ale stabilității profilelor trapezoidale cu pereți subțiri 44

2. Dezvoltarea modelelor matematice și a algoritmilor de calcul al stabilității elementelor de plăci cu pereți subțiri din profile trapezoidale: 47

2.1. Încovoiere longitudinal-transversală a elementelor de plăci cu pereți subțiri ale profilelor trapezoidale 47

2.1.1. Enunțul problemei, ipotezele principale 48

2.1.2. Model matematic în ecuații diferențiale obișnuite. Condiții limită, metoda imperfecțiunii 50

2.1.3. Algoritm de integrare numerică, determinarea criticilor

fire și implementarea acestuia în MS Excel 52

2.1.4. Rezultatele calculului și compararea lor cu soluțiile cunoscute 57

2.2. Calculul tensiunilor critice pentru un element individual de placă

în profil ^..59

2.2.1. Un model care ține cont de conjugarea elastică a elementelor de profil lamelar. Ipoteze și sarcini de bază ale cercetării numerice 61

2.2.2. Studiul numeric al rigidității conjugărilor și aproximarea rezultatelor 63

2.2.3. Studiu numeric al semilungimii de undă de flambaj la prima sarcină critică și aproximarea rezultatelor 64

2.2.4. Calculul coeficientului k(/3x,/32). Aproximarea rezultatelor calculelor (A,/?2) 66

2.3. Evaluarea caracterului adecvat al calculelor prin compararea cu soluțiile numerice prin metoda elementelor finite și soluțiile analitice cunoscute 70

2.4. Concluziile și sarcinile studiului pilot 80

3. Studii experimentale privind stabilitatea locală a profilelor trapezoidale cu pereți subțiri 82

3.1. Descrierea prototipurilor și a configurației experimentale 82

3.2. Testarea eșantionului 85

3.2.1. Metodologia şi conţinutul testelor G..85

3.2.2. Rezultatele testelor de compresie 92

3.3. Constatări 96

4. Contabilitatea stabilității locale în calcule structuri portante din profile trapezoidale cu pereți subțiri cu o îndoire longitudinală - transversală plană 97

4.1. Calculul tensiunilor critice ale flambajului local al elementelor de placă și al grosimii limită a unui profil trapezoidal cu pereți subțiri 98

4.2. Zona de încărcare permisă fără a se lua în considerare flambajul local 99

4.3. Factorul de reducere 101

4.4. Contabilitatea flambajului și reducerii locale 101

Constatări 105

Lista bibliografică

Introducere în muncă

Relevanța lucrării.

Crearea de structuri ușoare, puternice și de încredere este o sarcină urgentă. Una dintre principalele cerințe în inginerie mecanică și construcții este reducerea consumului de metal. Aceasta conduce la faptul că elementele structurale trebuie calculate în funcție de relații constitutive mai precise, ținând cont de pericolul flambajului atât general, cât și local.

Una dintre modalitățile de a rezolva problema minimizării greutății este utilizarea profilelor laminate trapezoidale cu pereți subțiri (TTP) de înaltă tehnologie. Profilele sunt realizate prin rularea tablei subțiri de oțel cu grosimea de 0,4 ... 1,5 mm în condiții staționare sau direct pe locul de asamblare ca elemente plate sau arcuite. Structurile care utilizează acoperiri arcuite portante realizate din profile trapezoidale cu pereți subțiri se disting prin ușurință, aspect estetic, ușurință de instalare și o serie de alte avantaje în comparație cu tipurile tradiționale de acoperiri.

Principalul tip de încărcare a profilului este îndoirea longitudinală-transversală. Ton-

jfflF dMF" elemente de placă

profilurile experimentate
compresie în planul mijlociu
oasele pot pierde spațiu
noua stabilitate. local
flambaj

Orez. 1. Exemplu de flambaj local

Yam,

^J

Orez. 2. Schema secțiunii reduse a profilului

(MPU) se observă în zone limitate de-a lungul lungimii profilului (Fig. 1) la sarcini semnificativ mai mici decât flambajul total și solicitări proporționale cu cele admisibile. Cu MPU, un element de placă comprimat separat al profilului încetează complet sau parțial să perceapă sarcina, care este redistribuită între celelalte elemente de placă ale secțiunii profilului. Totodată, în tronsonul în care s-a produs APL, tensiunile nu le depășesc neapărat pe cele admisibile. Acest fenomen se numește reducere. reducere

este de a reduce, în comparație cu cea reală, aria secțiunii transversale a profilului atunci când este redusă la o schemă de proiectare idealizată (Fig. 2). În acest sens, dezvoltarea și punerea în aplicare a metodelor de inginerie pentru a lua în considerare flambajul local a elementelor plăcilor unui profil trapezoidal cu pereți subțiri este o sarcină urgentă.

Oameni de știință proeminenți s-au ocupat de problemele stabilității plăcilor: B.M. Broude, F. Bleich, J. Brudka, I.G. Bubnov, V.Z. Vlasov, A.S. Volmir, A.A. Ilyushin, Miles, Melan, Ya.G. Panovko, SP. Timoshenko, Southwell, E. Stowell, Winderberg, Khwalla și alții. Abordări de inginerie pentru analiza tensiunilor critice cu flambaj local au fost dezvoltate în lucrările lui E.L. Ayrumyan, Burggraf, A.L. Vasilyeva, B.Ya. Volodarsky, M.K. Glouman, Caldwell, V.I. Klimanov, V.G. Krokhaleva, D.V. Martsinkevich, E.A. Pavlinova, A.K. Pertseva, F.F. Tamplona, ​​S.A. Timashev.

În metodele de calcul inginerești indicate pentru profile cu o secțiune transversală de formă complexă, pericolul MPU practic nu este luat în considerare. În etapa de proiectare preliminară a structurilor din profile cu pereți subțiri, este important să existe un aparat simplu pentru evaluarea capacității portante de o anumită dimensiune. În acest sens, este nevoie de a dezvolta metode de calcul ingineresc care să permită, în procesul de proiectare a structurilor din profile cu pereți subțiri, evaluarea rapidă a capacității portante a acestora. Calculul de verificare a capacității portante a unei structuri de profil cu pereți subțiri poate fi efectuat folosind metode rafinate folosind produse software existente și, dacă este necesar, ajustat. Un astfel de sistem în două etape pentru calcularea capacității portante a structurilor din profile cu pereți subțiri este cel mai rațional. Prin urmare, dezvoltarea și implementarea metodelor de inginerie pentru calcularea capacității portante a structurilor din profile cu pereți subțiri, ținând cont de flambajul local a elementelor plăcilor, este o sarcină urgentă.

Scopul lucrării de disertație: studiul flambajului local în elementele plăcilor profilelor trapezoidale cu pereți subțiri în timpul îndoirii lor longitudinale-transversale și dezvoltarea unei metode de inginerie pentru calcularea capacității portante, ținând cont de stabilitatea locală.

Pentru atingerea scopului, următoarele obiectivele cercetării.

Extinderea soluțiilor analitice pentru stabilitatea plăcilor dreptunghiulare comprimate la un sistem de plăci conjugate ca parte a unui profil.

Studiul numeric al modelului matematic al stabilității locale a profilului și obținerea de expresii analitice adecvate pentru solicitarea critică minimă a MPC-ului elementului de placă.

Evaluarea experimentală a gradului de reducere a secțiunii unui profil cu pereți subțiri cu flambaj local.

Dezvoltarea unei tehnici de inginerie pentru verificarea și calculul de proiectare a unui profil cu pereți subțiri, ținând cont de flambajul local.

Noutate științifică munca este de a dezvolta un model matematic adecvat de flambaj local pentru un lamelar separat

element în alcătuirea profilului și obținerea dependențelor analitice pentru calcularea tensiunilor critice.

Validitate și fiabilitate rezultatele obţinute sunt furnizate bazându-se pe fundamentale solutii analitice probleme de stabilitate a plăcilor dreptunghiulare, aplicarea corectă a aparatului matematic, suficient pentru calcule practice, coincidență cu rezultatele calculelor FEM și ale studiilor experimentale.

Semnificație practică este de a dezvolta o metodologie de inginerie pentru calcularea capacității portante a profilelor, ținând cont de flambajul local. Rezultatele lucrării sunt implementate în LLC „Montazhproekt” sub forma unui sistem de tabele și reprezentări grafice ale zonelor de sarcini admisibile pentru întreaga gamă de profile produse, ținând cont de flambajul local, și sunt utilizate pentru selecția preliminară a tipul și grosimea materialului de profil pentru soluții specifice de proiectare și tipuri de încărcare.

Dispoziții de bază pentru apărare.

Model matematic de îndoire și comprimare plană a unui profil cu pereți subțiri ca sistem de elemente de placă conjugate și o metodă de determinare a tensiunilor critice ale MPU în sensul lui Euler pe baza acestuia.

Dependențe analitice pentru calcularea tensiunilor critice ale flambajului local pentru fiecare element de profil lamelar într-o încovoiere longitudinală-transversală plană.

Metodă de inginerie pentru verificarea și calculul de proiectare a unui profil trapezoidal cu pereți subțiri, ținând cont de flambajul local. Aprobarea lucrării și publicare.

Principalele prevederi ale disertației au fost raportate și discutate la conferințe științifice și tehnice de diferite niveluri: Congresul Internațional „Mașini, tehnologii și procese în construcții” dedicat aniversării a 45 de ani a facultății „Transport și mașini tehnologice” (Omsk, SibADI, decembrie). 6-7, 2007); Conferință științifică și tehnică integrală rusească, „RUSSIA YOUNG: tehnologii avansate - în industrie” (Omsk, Om-GTU, 12-13 noiembrie 2008).

Structura și domeniul de activitate. Teza este prezentată pe 118 pagini de text, constă dintr-o introducere, 4 capitole și o anexă, conține 48 de figuri, 5 tabele. Lista de referințe include 124 de titluri.

Modelul matematic și principalele rezultate ale studiilor analitice ale stabilității lui Euler. Factorul de stabilitate

Orice proiect de inginerie se bazează pe soluția ecuațiilor diferențiale ale unui model matematic de mișcare și echilibru al unui sistem mecanic. Redactarea unei structuri, mecanism, mașină este însoțită de unele toleranțe pentru fabricație, pe viitor - imperfecțiuni. Imperfecțiunile pot apărea și în timpul funcționării sub formă de lovituri, goluri datorate uzurii și alți factori. Toate variantele de influențe externe nu pot fi prevăzute. Proiectarea este forțată să funcționeze sub influența forțelor perturbatoare aleatorii, care nu sunt luate în considerare în ecuațiile diferențiale.

Factorii neluați în considerare în modelul matematic - imperfecțiunile, forțele aleatorii sau perturbațiile pot face ajustări serioase rezultatelor obținute.

Distingeți între starea neperturbată a sistemului - starea calculată la perturbații zero și cea perturbată - formată ca urmare a perturbațiilor.

Într-un caz, din cauza perturbării, nu există o schimbare semnificativă a poziției de echilibru a structurii sau mișcarea acesteia diferă puțin de cea calculată. Această stare a sistemului mecanic se numește stabilă. În alte cazuri, poziția de echilibru sau natura mișcării diferă semnificativ de cea calculată, o astfel de stare se numește instabilă.

Teoria stabilității mișcării și echilibrului sistemelor mecanice se preocupă de stabilirea semnelor care să permită aprecierea dacă mișcarea sau echilibrul considerat va fi stabil sau instabil.

Un semn tipic al trecerii unui sistem de la o stare stabilă la una instabilă este realizarea de către un anumit parametru a unei valori numite critic - forță critică, viteză critică etc.

Apariția imperfecțiunilor sau impactul unor forțe nesocotite duc inevitabil la mișcarea sistemului. Prin urmare, în cazul general, ar trebui investigată stabilitatea mișcării unui sistem mecanic sub perturbații. Această abordare a studiului stabilității se numește dinamică, iar metodele de cercetare corespunzătoare sunt numite dinamice.

În practică, este adesea suficient să ne limităm la o abordare statică, de ex. metode statice pentru studiul stabilității. În acest caz, rezultatul final al perturbației este investigat - o nouă poziție de echilibru stabilită a sistemului mecanic și gradul de abatere a acestuia de la poziția de echilibru calculată, neperturbată.

Declarația statică a problemei presupune să nu ia în considerare forțele de inerție și parametrul timp. Această formulare a problemei face adesea posibilă traducerea modelului din ecuațiile fizicii matematice în ecuații diferențiale obișnuite. Acest lucru simplifică semnificativ modelul matematic și facilitează studiul analitic al stabilității.

Un rezultat pozitiv al analizei stabilității echilibrului prin metoda statică nu garantează întotdeauna stabilitatea dinamică. Cu toate acestea, pentru sistemele conservatoare, abordarea statică în determinarea sarcinilor critice și a noilor stări de echilibru conduce la exact aceleași rezultate ca și cea dinamică.

Într-un sistem conservator, munca forțelor interne și externe ale sistemului, efectuată în timpul trecerii de la o stare la alta, este determinată numai de aceste stări și nu depinde de traiectoria mișcării.

Conceptul de „sistem” combină o structură deformabilă și sarcini, al căror comportament trebuie specificat. Aceasta presupune două condiții necesare și suficiente pentru conservatorismul sistemului: 1) elasticitatea structurii deformabile, adică. reversibilitatea deformațiilor; 2) conservatorismul sarcinii, i.e. independenţa muncii efectuate de acesta faţă de traiectorie. În unele cazuri, metoda statică dă rezultate satisfăcătoare și pentru sistemele neconservative.

Pentru a ilustra cele de mai sus, să luăm în considerare câteva exemple din mecanica teoretică și rezistența materialelor.

1. O minge cu greutatea Q se află într-o adâncitură în suprafața de sprijin (Fig. 1.3). Sub acțiunea forței perturbatoare 5P Q sina, poziția de echilibru a mingii nu se modifică, adică. este stabil.

Cu o acțiune pe termen scurt a forței 5P Q sina, fără a lua în considerare frecarea de rulare, este posibilă o tranziție la o nouă poziție de echilibru sau oscilații în jurul poziției inițiale de echilibru. Când se ia în considerare frecarea, mișcarea oscilativă va fi amortizată, adică stabilă. Abordarea statică permite determinarea doar a valorii critice a forței perturbatoare, care este egală cu: Рcr = Q sina. Natura mișcării când valoarea critică a acțiunii perturbatoare este depășită și durata critică a acțiunii pot fi analizate numai prin metode dinamice.

2. Tija este lungă / comprimată de forța P (Fig. 1.4). Din rezistența materialelor bazată pe metoda statică, se știe că la încărcare în limitele elasticității, există o valoare critică a forței de compresiune.

Rezolvarea aceleiași probleme cu o forță de urmărire, a cărei direcție coincide cu direcția tangentei în punctul de aplicare, prin metoda statică duce la concluzia despre stabilitatea absolută a formei rectilinie de echilibru.

Model matematic în ecuații diferențiale obișnuite. Condiții limită, metoda imperfecțiunii

Analiza ingineriei este împărțită în două categorii: metode clasice și metode numerice. Folosind metode clasice, ei încearcă să rezolve problemele de distribuție a câmpurilor de tensiuni și deformații în mod direct, formând sisteme de ecuații diferențiale bazate pe principii fundamentale. O soluție exactă, dacă este posibil să se obțină ecuații într-o formă închisă, este posibilă numai pentru cele mai simple cazuri de geometrie, sarcini și condiții la limită. O gamă destul de largă de probleme clasice poate fi rezolvată folosind soluții aproximative ale sistemelor de ecuații diferențiale. Aceste soluții iau forma unor serii în care termenii inferiori sunt aruncați după ce a fost examinată convergența. La fel ca soluțiile exacte, cele aproximative necesită o formă geometrică regulată, condiții de limită simple și aplicarea convenabilă a sarcinilor. Prin urmare, aceste soluții nu pot fi aplicate la majoritatea problemelor practice. Principalul avantaj al metodelor clasice este că oferă o înțelegere profundă a problemei studiate. Cu ajutorul metodelor numerice se poate investiga o gamă mai largă de probleme. Metodele numerice includ: 1) metoda energiei; 2) metoda elementelor de limită; 3) metoda diferențelor finite; 4) metoda elementelor finite.

Metodele energetice fac posibilă găsirea expresiei minime pentru energia potențială totală a unei structuri pe întreaga zonă dată. Această abordare funcționează bine doar pentru anumite sarcini.

Metoda elementului la limită aproximează funcțiile care satisfac sistemul de ecuații diferențiale care se rezolvă, dar nu și condițiile la limită. Dimensiunea problemei este redusă deoarece elementele reprezintă doar limitele zonei modelate. Cu toate acestea, aplicarea acestei metode necesită cunoașterea soluției fundamentale a sistemului de ecuații, care poate fi dificil de obținut.

Metoda diferențelor finite transformă sistemul de ecuații diferențiale și condiții la limită în sistemul corespunzător de ecuații algebrice. Această metodă permite rezolvarea problemelor de analiză a structurilor cu geometrie complexă, condiții la limită și sarcini combinate. Cu toate acestea, metoda diferențelor finite se dovedește adesea a fi prea lentă datorită faptului că cerința pentru o grilă regulată pe întreaga zonă de studiu duce la sisteme de ecuații de ordin foarte înalt.

Metoda elementelor finite poate fi extinsă la o clasă aproape nelimitată de probleme datorită faptului că permite utilizarea elementelor de forme simple și diverse pentru a obține partiții. Dimensiunile elementelor finite care pot fi combinate pentru a obține o aproximare a oricăror granițe neregulate din partiție diferă uneori de zeci de ori. Este permisă aplicarea unui tip arbitrar de încărcare elementelor modelului, precum și aplicarea oricărui tip de prindere asupra acestora. Problema principală este creșterea costurilor pentru obținerea rezultatelor. Trebuie să plătească pentru generalitatea soluției cu pierderea intuiției, deoarece o soluție cu elemente finite este, de fapt, un set de numere care sunt aplicabile numai unei probleme specifice puse folosind un model cu elemente finite. Schimbarea oricărui aspect semnificativ al modelului necesită de obicei o rezolvare completă a problemei. Cu toate acestea, acesta nu este un cost semnificativ, deoarece metoda elementelor finite este adesea singura cale posibilă deciziile ei. Metoda este aplicabilă tuturor claselor de probleme de distribuție a câmpului, care includ analiza structurală, transferul de căldură, fluxul de fluid și electromagnetismul. Dezavantajele metodelor numerice includ: 1) costul ridicat al programelor de analiză cu elemente finite; 2) pregătire îndelungată pentru a lucra cu programul și posibilitatea de a lucra cu drepturi depline numai pentru personal cu înaltă calificare; 3) destul de des este imposibil să se verifice corectitudinea rezultatului soluției obținute prin metoda elementelor finite prin intermediul unui experiment fizic, inclusiv în probleme neliniare. t Revizuirea studiilor experimentale privind stabilitatea plăcilor și a elementelor de plăci compozite

Profilele utilizate în prezent pentru structurile de construcție sunt realizate din table metalice de la 0,5 la 5 mm grosime și, prin urmare, sunt considerate cu pereți subțiri. Fețele lor pot fi fie plate, fie curbate.

Caracteristica principală a profilelor cu pereți subțiri este că fețele cu un raport mare lățime-grosime suferă deformații mari de flambaj sub sarcină. O creștere deosebit de intensă a deformațiilor se observă atunci când magnitudinea tensiunilor care acționează în față se apropie de o valoare critică. Există o pierdere a stabilității locale, deviațiile devin comparabile cu grosimea feței. Ca urmare, secțiunea transversală a profilului este puternic distorsionată.

În literatura privind stabilitatea plăcilor, un loc special îl ocupă munca omului de știință rus SP. Timoşenko. El este creditat cu dezvoltarea unei metode energetice pentru rezolvarea problemelor de stabilitate elastică. Folosind această metodă, SP. Timoshenko a dat o soluție teoretică la problemele de stabilitate a plăcilor încărcate în planul mijlociu în diferite condiții la limită. Soluțiile teoretice au fost verificate printr-o serie de încercări pe plăci susținute liber sub compresie uniformă. Testele au confirmat teoria.

Evaluarea caracterului adecvat al calculelor prin compararea cu soluțiile numerice prin metoda elementelor finite și soluțiile analitice cunoscute

Pentru a verifica fiabilitatea rezultatelor obținute, au fost efectuate studii numerice prin metoda elementelor finite (FEM). ÎN În ultima vreme Studiile numerice ale FEM sunt din ce în ce mai utilizate din motive obiective, cum ar fi lipsa problemelor de testare, imposibilitatea îndeplinirii tuturor condițiilor la testarea pe probe. Metodele numerice fac posibilă efectuarea cercetărilor în condiții „ideale”, au o eroare minimă, care este practic irealizabilă în testele reale. Studiile numerice au fost efectuate folosind programul ANSYS.

S-au efectuat studii numerice cu mostre: o placă dreptunghiulară; Element de profil în formă de U și trapezoidal, având o coamă longitudinală și fără coamă; foaia de profil (Fig. 2.11). Am luat în considerare probe cu o grosime de 0,7; 0,8; 0,9 și 1 mm.

Probelelor (Fig. 2.11), a fost aplicată o sarcină de compresiune uniformă sgsh de-a lungul capetelor, urmată de o creștere cu un pas Det. Sarcina corespunzătoare flambajului local al formei plate a corespuns valorii tensiunii critice de compresiune ccr. Apoi, conform formulei (2.24), a fost calculat coeficientul de stabilitate & (/? i, /? g) și a fost comparat cu valoarea din tabelul 2.

Se consideră o placă dreptunghiulară cu lungimea a = 100 mm și lățimea 6 = 50 mm, comprimată la capete de o sarcină de compresiune uniformă. În primul caz, placa are o fixare cu balamale de-a lungul conturului, în al doilea - o etanșare rigidă de-a lungul fețelor laterale și o fixare cu balamale de-a lungul capetelor (Fig. 2.12).

În programul ANSYS, pe fețele de capăt a fost aplicată o sarcină de compresiune uniformă și s-au determinat sarcina critică, efortul și coeficientul de stabilitate &(/?],/?2) al plăcii. Când s-a articulat de-a lungul conturului, placa și-a pierdut stabilitatea în a doua formă (s-au observat două umflături) (Fig. 2.13). Apoi au fost comparați coeficienții de rezistență k,/32) ai plăcilor, aflați numeric și analitic. Rezultatele calculului sunt prezentate în Tabelul 3.

Tabelul 3 arată că diferența dintre rezultatele soluțiilor analitice și numerice a fost mai mică de 1%. Prin urmare, s-a ajuns la concluzia că algoritmul de studiu de stabilitate propus poate fi utilizat în calcularea sarcinilor critice pentru structuri mai complexe.

Pentru a extinde metoda propusă pentru calcularea stabilității locale a profilelor cu pereți subțiri la cazul general al încărcării, s-au efectuat studii numerice în programul ANSYS pentru a afla modul în care natura sarcinii de compresiune afectează coeficientul k(y). Rezultatele cercetării sunt prezentate într-un grafic (Fig. 2.14).

Următoarea etapă de verificare a metodei de calcul propuse a fost studiul element individual profil (Fig. 2.11, b, c). Are o fixare cu balamale de-a lungul conturului și este comprimat la capete de o sarcină de compresiune uniformă USZH (Fig. 2.15). Eșantionul a fost studiat pentru stabilitate în programul ANSYS și conform metodei propuse. După aceea, rezultatele obținute au fost comparate.

La crearea unui model în programul ANSYS, pentru a distribui uniform sarcina de compresiune de-a lungul capătului, între două plăci groase a fost plasat un profil cu pereți subțiri și li s-a aplicat o sarcină de compresiune.

Rezultatul studiului în programul ANSYS al elementului de profil în formă de U este prezentat în Figura 2.16, care arată că, în primul rând, pierderea stabilității locale are loc la placa cea mai lată.

Zona de încărcare admisă fără a se lua în considerare flambajul local

Pentru structurile portante realizate din profile trapezoidale cu pereți subțiri de înaltă tehnologie, calculul se efectuează conform metodelor tensiunilor admisibile. Se propune o metodă de inginerie pentru luarea în considerare a flambajului local în calculul capacității portante a structurilor din profile trapezoidale cu pereți subțiri. Tehnica este implementată în MS Excel, este disponibilă pentru aplicare largă și poate servi ca bază pentru completările corespunzătoare la documentele de reglementare privind calculul profilelor cu pereți subțiri. Este construit pe baza cercetărilor și a dependențelor analitice obținute pentru calcularea tensiunilor critice de flambaj local a elementelor plăcilor cu profil trapezoidal cu pereți subțiri. Sarcina este împărțită în trei componente: 1) determinarea grosimii minime a profilului (limitarea t \ la care nu este nevoie să se ia în considerare flambajul local în acest tip de calcul; 2) determinarea ariei admisibile. sarcinile unui profil trapezoidal cu pereți subțiri, în interiorul căruia este asigurată capacitatea portantă fără flambaj local; 3) determinarea intervalului de valori admisibile NuM, în cadrul căruia este prevăzută capacitatea portantă în cazul flambajului local a unuia sau mai multor elemente de placă ale unui profil trapezoidal cu pereți subțiri (ținând cont de reducerea secțiunii profilului).

Totodată, se consideră că dependența momentului încovoietor de forța longitudinală M = f (N) pentru structura calculată a fost obținută folosind metodele de rezistență a materialelor sau mecanica structurală (Fig. 2.1). Sunt cunoscute tensiunile admisibile [t] și limita de curgere a materialului cgt, precum și tensiunile reziduale cst în elementele plăcilor. În calculele după pierderea locală a stabilității s-a aplicat metoda „reducerii”. În caz de flambaj, 96% din lățimea elementului de placă corespunzător este exclusă.

Calculul tensiunilor critice ale flambajului local al elementelor de placă și grosimea limită a unui profil trapezoidal cu pereți subțiri Un profil trapezoidal cu pereți subțiri este împărțit într-un set de elemente de placă așa cum se arată în Fig.4.1. În același timp, unghiul de aranjare reciprocă a elementelor învecinate nu afectează valoarea tensiunii critice a localului.

Profil H60-845 flambaj CURBA. Este permisă înlocuirea ondulațiilor curbilinii cu elemente rectilinii. Tensiuni critice de compresiune ale flambajului local în sensul lui Euler pentru un element de placă /-lea individual al unui profil trapezoidal cu pereți subțiri cu lățimea bt la grosimea t, modulul de elasticitate al materialului E și raportul lui Poisson ju în stadiul elastic de încărcare sunt determinate de formula

Coeficienții k(px, P2) și k(v) țin cont, respectiv, de influența rigidității elementelor plăci adiacente și de natura distribuției tensiunilor de compresiune pe lățimea elementului de placă. Valoarea coeficienților: k(px, P2) se determină conform tabelului 2 sau se calculează prin formula

Tensiunile normale dintr-un element de placă sunt determinate în axele centrale prin formula binecunoscută pentru rezistența materialelor. Aria sarcinilor admise fără a se ține cont de flambajul local (Fig. 4.2) este determinată de expresie și este un patrulater, unde J este momentul de inerție al secțiunii perioadei profilului în timpul îndoirii, F este aria secțiunii ale perioadei de profil, ymax și Umіp sunt coordonatele punctelor extreme ale secțiunii de profil (Fig. 4.1).

Aici, aria secțiunii profilului F și momentul de inerție al secțiunii J sunt calculate pentru un element periodic de lungime L, iar forța longitudinală iV și momentul încovoietor Mb al profilului se referă la L.

Capacitatea portantă este furnizată atunci când curba sarcinilor reale M=f(N) se încadrează în intervalul sarcinilor admisibile minus aria flambajului local (Fig. 4.3). Fig 4.2. Zona de încărcare admisă fără a se lua în considerare flambajul local

Pierderea stabilității locale a unuia dintre rafturi duce la excluderea parțială a acestuia din percepția sarcinilor de lucru - reducerea. Gradul de reducere este luat în considerare de factorul de reducere

Capacitatea portantă este furnizată atunci când curba de sarcină reală se încadrează în intervalul sarcinilor permise minus zona de încărcare a flambajului local. La grosimi mai mici, linia de flambaj local reduce aria sarcinilor permise. Flambajul local nu este posibil dacă curba de sarcină reală este plasată într-o zonă redusă. Când curba sarcinilor reale depășește linia valorii minime a tensiunii critice a flambajului local, este necesar să se reconstruiască zona sarcinilor admise, ținând cont de reducerea profilului, care este determinată de expresia

UDC 621.774.3

STUDIUL DINAMICII MODIFICĂRII GROSIMII PEREȚILOR ȚEI ÎN TIMPUL REDUCERII

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

Sunt prezentate rezultatele unui studiu experimental al dinamicii modificărilor grosimii peretelui țevilor în timpul rulării, tragerii în matrițe monolitice și role. Se arată că odată cu creșterea gradului de deformare se observă o creștere mai intensă a grosimii peretelui țevii în procesele de laminare și tragere în matrițe cu role, ceea ce face ca utilizarea lor să fie promițătoare.

Cuvinte cheie: țevi formate la rece, țevi cu pereți groși, țeavă, grosimea peretelui țevii, calitatea suprafeței interioare a țevii.

Tehnologia existentă fabricarea țevilor formate la rece cu pereți groși de diametru mic din oțeluri rezistente la coroziune presupune utilizarea proceselor de laminare la rece pe laminoare la rece și tragerea ulterioară fără dorn în matrițe monolitice. Se știe că producția de țevi de diametru mic prin laminare la rece este asociată cu o serie de dificultăți din cauza scăderii rigidității sistemului „tijă-mandrin”. Prin urmare, pentru a obține astfel de țevi, se utilizează un proces de tragere, în principal fără dorn. Natura modificării grosimii peretelui țevii în timpul tragerii fără dorn este determinată de raportul dintre grosimea peretelui S și diametrul exterior D, iar valoarea absolută a modificării nu depășește 0,05-0,08 mm. În acest caz, îngroșarea peretelui se observă la raportul S/D< 0,165-0,20 в зависимости от наружного диаметра заготовки . Для данных соотношений размеров S/D коэффициент вытяжки д при волочении труб из коррозионно-стойкой стали не превышает значения 1,30 , что предопределяет многоцикличность известной технологии и требует привлечения новых способов деформации.

Scopul lucrării este un studiu experimental comparativ al dinamicii modificărilor grosimii peretelui țevilor în procesele de reducere prin laminare, tragere într-o matriță monolitică și cu role.

Ca semifabricate au fost utilizate țevi formate la rece: 12,0x2,0 mm (S/D = 0,176), 10,0x2,10 mm (S/D = 0,216) din oțel 08Kh14MF; dimensiuni 8,0x1,0 mm (S / D = 0,127) din otel 08X18H10T. Toate conductele au fost recoacete.

Trasarea în matrițe monolitice a fost efectuată pe un banc de tragere în lanț cu o forță de 30 kN. Pentru trafarea cu role, am folosit o matriță cu perechi de role decalate BP-2/2.180. Desenarea într-o matriță cu role a fost efectuată folosind un sistem de măsurare cu cerc oval. Reducerea țevilor prin laminare a fost efectuată conform schemei de calibrare „oval-oval” într-un suport cu două role cu role de 110 mm în diametru.

La fiecare etapă de deformare, au fost prelevate probe (5 buc. pentru fiecare opțiune de studiu) pentru a măsura diametrul exterior, grosimea peretelui și rugozitatea suprafeței interioare. Măsurarea dimensiunilor geometrice și a rugozității suprafeței țevilor a fost efectuată cu ajutorul unui șubler electronic TTTC-TT. micrometru electronic punctual, profilometru Surftest SJ-201. Toate instrumentele și dispozitivele au trecut verificarea metrologică necesară.

Parametrii deformarii la rece a conductelor sunt prezentați în tabel.

Pe fig. 1 prezintă grafice ale dependenței creșterii relative a grosimii peretelui de gradul de deformare e.

Analiza graficelor din fig. 1 arată că în timpul rulării și tragerii într-o matriță cu role, în comparație cu procesul de trage într-o matriță monolitică, se observă o modificare mai intensă a grosimii peretelui țevii. Acest lucru, potrivit autorilor, se datorează diferenței de schemă a stării de solicitare a metalului: în timpul rulării și tragerii cu role, tensiunile de tracțiune din zona de deformare sunt mai mici. Locația curbei de modificare a grosimii peretelui în timpul tragerii rolelor sub curba de modificare a grosimii peretelui în timpul rulării se datorează tensiunilor de tracțiune ușor mai mari în timpul tragerii rolei, datorită aplicării axiale a forței de deformare.

Extremul funcției de modificare a grosimii peretelui în funcție de gradul de deformare sau de reducere relativă de-a lungul diametrului exterior observat în timpul rulării corespunde valorii S/D = 0,30. Prin analogie cu reducerea la cald prin laminare, unde se observă o scădere a grosimii peretelui la S/D > 0,35, se poate presupune că reducerea la rece prin laminare se caracterizează printr-o scădere a grosimii peretelui la un raport de S/D > 0,30.

Deoarece unul dintre factorii care determină natura modificării grosimii peretelui este raportul dintre tensiunile de tracțiune și radiale, care, la rândul său, depinde de parametri.

Nr. trecere Dimensiunile conductei, mm S,/D, Si/Sc Di/Do є

Reducere prin laminare (țevi din oțel de calitate 08X14MF)

О 9,98 2,157 О.216 1.О 1.О 1.О О

1 9,52 2,23O 0,234 1,034 0,954 1 ,30 80,04

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

Z 7,01 2,324 O.332 1,077 O.7O2 1,549 O.35

Reducere prin laminare (țevi din oțel de calitate 08X18H10T)

О 8,О6 1,О2О О,127 1,О 1,О 1,О О

1 7.OZ 1.13O O.161 1.1O8 O.872 1.O77 O.O7

2 6,17 1,225 0,199 1,201 0,766 1,185 0,16

C 5,21 1,310 0,251 1,284 0,646 1,406 0,29

Reducerea prin tragere într-o matriță cu role (țevi din oțel de calitate 08X14MF)

О 12.ОО 2.11 О.176 1.О 1.О 1.О О

1 10,98 2,20 0,200 1,043 0,915 1,080 0,07

2 1O.O8 2.27 O.225 1.O76 O.84O 1.178 O.15

Z 9.O1 2.3O O.2O1 1.O9O O.751 1.352 O.26

Reducerea prin tragere într-o matriță monolitică (țevi din oțel de calitate 08X14MF)

О 12.ОО 2.11О О.176 1.О 1.О 1.О О

1 1O.97 2.135 0.195 1.O12 O.914 1.1O6 O.1O

2 9.98 2.157 O.216 1.O22 O.832 1.118 O.19

C 8,97 2,160 0,241 1,024 0,748 1,147 0,30

Di, Si - respectiv, diametrul exterior și grosimea peretelui conductei în interval.

Orez. 1. Dependența creșterii relative a grosimii peretelui conductei de gradul de deformare

ra S/D, este important să se studieze influența raportului S/D asupra poziției extremului funcției de modificare a grosimii peretelui conductei în procesul de reducere. Conform datelor lucrării, la rapoarte S/D mai mici, valoarea maximă a grosimii peretelui conductei se observă la deformații mari. Acest lucru a fost studiată pe exemplul procesului de reducere prin laminare a țevilor cu dimensiunile 8,0x1,0 mm (S/D = 0,127) din oțel 08Kh18N10T în comparație cu datele privind țevile laminare cu dimensiunile 10,0x2,10 mm (S/ D = 0,216) din oțel 08Kh14MF. Rezultatele măsurătorilor sunt prezentate în fig. 2.

Gradul critic de deformare la care s-a observat valoarea maximă a grosimii peretelui în timpul rulării țevii cu raportul

S/D = 0,216 a fost 0,23. La rularea țevilor din oțel 08Kh18N10T, nu s-a atins extremul creșterii grosimii peretelui, deoarece raportul dimensiunilor țevii S/D, chiar și la gradul maxim de deformare, nu a depășit 0,3. O împrejurare importantă este că dinamica creșterii grosimii peretelui în timpul reducerii țevilor prin laminare este invers legată de raportul dimensiunilor S/D ale țevii originale, ceea ce este demonstrat de graficele prezentate în Fig. 2, a.

Analiza curbelor din fig. 2b mai arată că modificarea raportului S/D în timpul laminarii țevilor din oțel de calitate 08Kh18N10T și țevilor din oțel de calitate 08Kh14MF are un caracter calitativ similar.

S0/A)=0,127 (08X18H10T)

S0/00=0,216 (08X14MF)

Gradul de deformare, b

VA=0;216 (08X14MF)

(So/Da=0A21 08X18H10T) _

Gradul de deformare, є

Orez. Fig. 2. Modificări ale grosimii peretelui (a) și raportului S/D (b) în funcție de gradul de deformare în timpul rulării țevilor cu rapoarte S/D inițiale diferite

Orez. Fig. 3. Dependența valorii relative a rugozității suprafeței interioare a țevilor de gradul de deformare

În procesul de reducere căi diferite rugozitatea suprafeței interioare a țevilor a fost evaluată și prin abaterea medie aritmetică a înălțimii microrugozității Ra. Pe fig. Figura 3 prezintă graficele dependenței valorii relative a parametrului Ra de gradul de deformare atunci când țevile sunt reduse prin laminare și tragere în matrițe monolitice

lână a suprafeței interioare a țevilor în pasajul i-a și pe țeava originală).

Analiza curbelor din fig. 3 arată că în ambele cazuri (laminare, tragere) o creștere a gradului de deformare în timpul reducerii duce la o creștere a parametrului Ra, adică înrăutățește calitatea suprafeței interioare a țevilor. Dinamica modificării (creșterii) parametrului de rugozitate cu creșterea gradului de deformare în cazul

canalizarea țevilor prin rulare în calibre cu două role depășește semnificativ (de aproximativ două ori) același indicator în procesul de tragere în matrițe monolitice.

De asemenea, trebuie remarcat faptul că dinamica modificărilor parametrului de rugozitate al suprafeței interioare este în concordanță cu descrierea de mai sus a dinamicii modificărilor grosimii peretelui pentru metodele de reducere luate în considerare.

Pe baza rezultatelor cercetării se pot trage următoarele concluzii:

1. Dinamica modificării grosimii peretelui conductei pentru metodele de reducere la rece considerate este de același tip - îngroșare intensă cu creșterea gradului de deformare, încetinirea ulterioară a creșterii grosimii peretelui cu atingerea unei anumite valori maxime la un anumit raport a dimensiunilor conductei S/D și o scădere ulterioară a creșterii grosimii peretelui.

2. Dinamica modificărilor grosimii peretelui conductei este invers legată de raportul dintre dimensiunile originale ale conductei S/D.

3. Cea mai mare dinamică a creșterii grosimii peretelui se observă în procesele de laminare și tragere în matrițe cu role.

4. O creștere a gradului de deformare în timpul reducerii prin laminare și tragere în matrițe monolitice duce la o deteriorare a stării suprafeței interioare a țevilor, în timp ce creșterea parametrului de rugozitate Ra în timpul laminarii are loc mai intens decât în ​​timpul trafilării. Luând în considerare concluziile trase și natura modificării grosimii peretelui în timpul deformării, se poate susține că pentru tragerea țevilor în matrițe cu role,

Modificarea parametrului Ra va fi mai puțin intensă decât la rulare și mai intensă în comparație cu desenul monolitic.

Informațiile obținute despre regularitățile procesului de reducere la rece vor fi utile în proiectarea traseelor ​​pentru fabricarea țevilor formate la rece din oțeluri rezistente la coroziune. În același timp, utilizarea procesului de tragere în matrițele cu role este promițătoare pentru creșterea grosimii peretelui conductei și reducerea numărului de treceri.

Literatură

1. Bisk, M.B. deformare la rece țevi din oțel. În 2 ore, Partea 1: Pregătirea pentru deformare și desen / M.B. Bisk, I.A. Grehov, V.B. Slavin. -Sverdlovsk: Mid-Ural. carte. editura, 1976. - 232 p.

2. Savin, G.A. Desenul conductei / G.A. Savin. -M: Metalurgie, 1993. - 336 p.

3. Shveikin, V.V. Tehnologia laminarii la rece si reducerii tevilor: manual. indemnizație / V.V. Shveikin. - Sverdlovsk: Editura UPI im. CM. Kirova, 1983. - 100 p.

4. Tehnologie și echipamente pentru producția de țevi /V.Ya. Osadchiy, A.S. Vavilin, V.G. Zimovets și alții; ed. V.Ya. Osadchy. - M.: Intermet Engineering, 2007. - 560 p.

5. Barichko, B.V. Bazele procese tehnologice OMD: note de curs / B.V. Barichko, F.S. Dubinsky, V.I. Krainov. - Chelyabinsk: Editura SUSU, 2008. - 131 p.

6. Potapov, I.N. Teoria producției de țevi: manual. pentru universități / I.N. Potapov, A.P. Kolikov, V.M. Druyan. - M.: Metalurgie, 1991. - 424 p.

Yakovleva Ksenia Yuryevna, cercetător junior, Institutul Rus de Cercetare a Industriei Țevilor (Celiabinsk); [email protected]

Barichko Boris Vladimirovici, șef adjunct al Departamentului de țevi fără sudură, Institutul de Cercetare al Industriei Țevilor din Rusia (Celiabinsk); [email protected]

Kuznetsov Vladimir Nikolaevici, șeful laboratorului de deformare la rece al laboratorului central al uzinei, Sinarsky Pipe Plant OJSC (Kamensk-Uralsky); [email protected]

Buletinul Universității de Stat din Uralul de Sud

Seria „Metalurgie” ___________2014, vol. 14, nr. 1, pp. 101-105

STUDIUL MODIFICĂRILOR DINAMICE ALE GROSIMII PEREȚILOR ȚEI ÎN PROCESUL DE REDUCERE

K.Yu. Yakovleva, Institutul Rus de Cercetare a Industriilor de Tuburi și Conducte (RosNITI), Chelyabinsk, Federația Rusă, [email protected],

B.V. Barichko, Institutul Rus de Cercetare a Industriilor de Tuburi și Conducte (RosNITI), Chelyabinsk, Federația Rusă, [email protected],

V.N. Kuznetsov, SA „Uzina de țevi Sinarsky”, Kamensk-Uralsky, Federația Rusă, [email protected]

Rezultatele studiului experimental al schimbărilor dinamice pentru Sunt descrise grosimea peretelui țevii în timpul laminarii, tragerea atât în ​​matrițe dintr-o singură bucată, cât și în role. Rezultatele arată că, odată cu creșterea deformației, creșterea mai rapidă a grosimii peretelui țevii se observă la rularea și tragerea cu matrițele cu role. Se poate trage concluzia că utilizarea matrițelor cu role este cea mai promițătoare.

Cuvinte cheie: țevi formate la rece, țevi cu pereți groși, țeavă, grosimea peretelui țevii, calitatea suprafeței interioare a țevii.

1. Bisk M.B., Grehov I.A., Slavin V.B. Kholodnaya deformatsiya stal "nykh trub. Podgotovka k deformatsii i volochenie. Sverdlovsk, Middle Ural Book Publ., 1976, vol. 1. 232 p.

2 Savin G.A. tub Volochenie. Moscova, Metallurgiya Publ., 1993. 336 p.

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

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

5. Barichko B.V., Dubinskiy F.S., Kraynov V.I. Osnovy tekhnologicheskikh protsessov OMD. Celiabinsk Univ. Publ., 2008. 131 p.

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