Redukcija se provodi nakon dodatnog zagrijavanja (ili zagrijavanja) cijevi na 850-1100 ° C valjanjem na višeslojnim kontinuiranim glodalicama (do 24 stalka) bez korištenja unutarnjeg alata (trna). Ovisno o usvojenom sistemu rada, ovaj proces može teći povećanjem ili smanjenjem debljine stijenke. U prvom slučaju valjanje se vrši bez napetosti (ili s vrlo niskim naponom); a u drugom - s visokom napetošću. Drugi slučaj, kao progresivniji, postao je široko rasprostranjen u posljednjoj deceniji, jer dopušta znatno veće smanjenje, a smanjenje debljine stijenke istovremeno proširuje raspon valjanih cijevi s ekonomičnijim cijevima sa tankim stijenkama .
Mogućnost stanjivanja stijenki tijekom redukcije omogućuje dobivanje cijevi s nešto većom debljinom stijenke (ponekad za 20-30%) na glavnoj jedinici za valjanje cijevi. Ovo značajno povećava produktivnost jedinice.
Istovremeno, u mnogim slučajevima stariji princip rada - slobodno smanjenje bez napetosti - zadržao je svoj značaj. U osnovi, to se odnosi na slučajeve smanjenja cijevi s relativno debelim zidovima, kada čak i pri visokim napetostima postaje teško značajno smanjiti debljinu stijenke. Valja napomenuti da su redukcijski mlinovi instalirani u mnogim valjaonicama cijevi, koje su dizajnirane za slobodno valjanje. Ovi mlinovi će biti u funkciji dugo vremena, pa će se stoga smanjenje napetosti široko koristiti.
Razmotrimo kako se debljina stijenke cijevi mijenja tokom slobodnog smanjenja, kada nema aksijalnih zatezanja ili povratnih sila, a dijagram stanja naprezanja karakteriziraju tlačna naprezanja. B. JI. Kolmogorov i A. 3. Gleiberg, polazeći od činjenice da stvarna promjena u zidu odgovara minimalnom radu deformacije, te koristeći princip mogućih pomaka, dao je teorijsku definiciju promjene debljine stijenke pri redukciji. U ovom je slučaju napravljena pretpostavka da nejednakost * deformacije ne utječe značajno na promjenu debljine stijenke, a sile vanjskog trenja nisu uzete u obzir, budući da su znatno manje od unutarnjih otpora. Na slici 89 prikazane su krivulje promjene debljine stijenke od početne SQ do zadane S za čelike niske čvrstoće, ovisno o stupnju smanjenja od početnog promjera DT0 do konačnog DT (omjer DT / DTO) i geometrijskog faktora - finoće cijevi (omjer S0 / DT0).
Pri niskim stupnjevima redukcije, otpor prema uzdužnom istjecanju ispada veći od otpora prema vanjskom otjecanju, što uzrokuje zadebljanje stijenke. S povećanjem vrijednosti deformacije povećava se intenzitet zadebljanja stijenke. Međutim, istovremeno se povećava i otpor prema istjecanju unutar cijevi. Pri određenoj količini smanjenja, zadebljanje stijenke doseže svoj maksimum, a naknadno povećanje stupnja redukcije dovodi do intenzivnijeg povećanja otpora odljevu prema unutra, a kao rezultat toga zadebljanje počinje opadati.
U međuvremenu, obično je poznata samo debljina stijenke gotove reducirane cijevi, a pri korištenju ovih krivulja potrebno je postaviti željenu vrijednost, odnosno koristiti metodu sukcesivne aproksimacije.
Priroda promjene debljine stijenke dramatično se mijenja ako se proces izvodi s napetošću. Kao što je već spomenuto, prisutnost i veličinu aksijalnih naprezanja karakteriziraju uvjeti brzine deformacije na kontinuiranom mlinu čiji je pokazatelj koeficijent kinematičke napetosti.
Kod smanjenja s zatezanjem, uvjeti deformacije krajeva cijevi razlikuju se od uvjeta deformacije sredine cijevi, kada se proces valjanja već stabilizirao. U procesu punjenja mlina ili kada cijev napusti mlin, krajevi cijevi percipiraju samo dio napetosti, a valjanje, na primjer u prvom postolju sve dok cijev ne uđe u drugo postolje, teče uopće bez napetosti. Kao rezultat toga, krajevi cijevi uvijek se zadebljaju, što je nedostatak procesa smanjenja napetosti.
Količina obloge može biti nešto manja od dužine zadebljanog kraja zbog pozitivne tolerancije debljine stijenke. Prisutnost zadebljalih krajeva značajno utječe na ekonomičnost procesa redukcije, budući da se ti krajevi moraju odrezati i predstavljaju potopljene troškove proizvodnje. S tim u vezi, proces valjanja s zatezanjem koristi se samo u slučaju dobivanja nakon redukcije cijevi duljine veće od 40-50 m, kada se relativni gubici u reznicama smanjuju na razinu karakterističnu za bilo koju drugu metodu valjanja .
Gore navedene metode za izračunavanje promjene debljine ostataka omogućuju konačno određivanje omjera rastezanja i za slučaj slobodnog smanjenja i za slučaj valjanja s zatezanjem.
Uz smanjenje od 8-10% i plastični koeficijent zatezanja od 0,7-0,75, klizanje se odlikuje koeficijentom ix = 0,83-0,88.
Razmatrajući formule (166 i 167), lako je vidjeti kako se točno moraju promatrati parametri brzine na svakom postolju kako bi se valjanje odvijalo prema načinu projektiranja.
Grupni pogon valjaka u redukcijskim mlinovima starog dizajna ima stalan omjer broja okretaja valjaka na svim postoljima, što samo u određenom slučaju za cijevi iste veličine može odgovarati načinu slobodnog valjanja. Smanjivanje cijevi svih drugih veličina dogodit će se s drugim kapuljačama, stoga se neće održavati slobodno valjanje. U praksi, u takvim mlinovima, proces uvijek teče s blagom napetošću. Pojedinačni pogon valjaka svakog postolja s finim podešavanjem njihove brzine omogućuje stvaranje različitih načina zatezanja, uključujući i način slobodnog valjanja.
Budući da prednje i stražnje zatezanje stvaraju momente usmjerene u različitim smjerovima, ukupni moment rotacije valjaka na svakom postolju može se povećati ili smanjiti ovisno o omjeru sila prednje i stražnje napetosti.
U tom pogledu, uslovi u kojima se nalaze početna i posljednja 2-3 sastojina nisu isti. Ako se moment kotrljanja u prvim stajalištima dok cijev prolazi u slijedećim stajalištima smanjuje zbog napetosti, tada bi moment kotrljanja u posljednjim stajalištima, naprotiv, trebao biti veći, jer ta stajališta uglavnom doživljavaju zatezanje unatrag. I samo u srednjim postoljima, zbog bliskih vrijednosti prednje i stražnje napetosti, moment kotrljanja u stabilnom stanju malo se razlikuje od izračunatog. Pri proračunu čvrstoće pogonskih jedinica valjaonice koja radi s napetošću mora se imati na umu da se moment valjanja povećava za kratko vrijeme, ali vrlo naglo u razdoblju kada cijev zahvati valjci, što je objašnjeno zbog velike razlike u brzinama cijevi i valjaka. Rezultirajuće vršno opterećenje, ponekad nekoliko puta veće od stacionarnog opterećenja (posebno pri smanjenju s visokim naponom), može uzrokovati kvarove pogonskog mehanizma. Stoga se u proračunima ovo vršno opterećenje uzima u obzir uvođenjem odgovarajućeg koeficijenta, koji je jednak 2-3.
480 RUB | 150 UAH | $ 7.5 ", MOUSEOFF, FGCOLOR," #FFFFCC ", BGCOLOR," # 393939 ");" onMouseOut = "return nd ();"> Disertacija - 480 rubalja, dostava 10 minuta, non -stop, sedam dana u nedelji
Kholkin Evgeny Gennadievich. Study lokalna održivost tankoslojni trapezni profili pri uzdužnom i poprečnom savijanju: disertacija ... Kandidat tehničkih nauka: 01.02.06 / Kholkin Evgeniy Gennadevich; [Mjesto zaštite: Ohm. država tech. un-t] .- Omsk, 2010.- 118 str: ilustr. RSL OD, 61 10-5 / 3206
Uvod
1. Pregled studija stabilnosti elemenata konstrukcije sabijene ploče 11
1.1. Osnovne definicije i metode za proučavanje stabilnosti mehaničkih sistema 12
1.1.1, Algoritam za proučavanje stabilnosti mehaničkih sistema statičkom metodom 16
1.1.2. Statički pristup. Metode: Euler, nesavršene, energične 17
1.2. Matematički model i glavni rezultati analitičkih studija Eulerove stabilnosti. Faktor stabilnosti 20
1.3. Metode proučavanja stabilnosti pločastih elemenata i njihovih struktura 27
1.4. Inženjerske metode za proračun ploča i kompozitnih elemenata ploča. Koncept redukcijske metode 31
1.5. Numerička istraživanja Eulerove stabilnosti metodom konačnih elemenata: mogućnosti, prednosti i nedostaci 37
1.6. Pregled eksperimentalnih studija stabilnosti ploča i kompozitnih pločastih elemenata 40
1.7. Zaključci i ciljevi teorijskih istraživanja stabilnosti tankozidnih trapeznih profila 44
2. Razvoj matematičkih modela i algoritama za proračun stabilnosti tankoslojnih pločastih elemenata trapeznih profila: 47
2.1. Uzdužno-poprečno savijanje tankozidnih pločastih elemenata trapeznih profila 47
2.1.1. Izjava o problemu, osnovne pretpostavke 48
2.1.2. Matematički model u običnim diferencijalnim jednačinama. Granični uvjeti, metoda nesavršenosti 50
2.1.3. Algoritam za numeričku integraciju, određivanje kritičnog
napetosti i njena implementacija u MS Excel 52
2.1.4. Rezultati proračuna i njihova usporedba s poznatim rješenjima 57
2.2. Proračun kritičnih naprezanja za pojedinačni element ploče
kao dio profila ^ .. 59
2.2.1. Model koji uzima u obzir elastičnu konjugaciju elemenata profilne ploče. Osnovne pretpostavke i problemi numeričkog istraživanja 61
2.2.2. Numerička studija krutosti mate i približavanje rezultata 63
2.2.3. Numeričko istraživanje polu valne dužine izvijanja pri prvom kritičnom opterećenju i aproksimacija rezultata 64
2.2.4. Proračun koeficijenta k ( / 3x, / 32). Aproksimacija rezultata proračuna (A, /? 2) 66
2.3. Vrednovanje adekvatnosti proračuna usporedbom s numeričkim rješenjima metodom konačnih elemenata i poznatim analitičkim rješenjima 70
2.4. Zaključci i ciljevi eksperimentalne studije 80
3. Eksperimentalna istraživanja lokalne stabilnosti tankozidnih trapeznih profila 82
3.1. Opis prototipova i eksperimentalnih postavki 82
3.2. Testiranje uzoraka 85
3.2.1. Postupak i sadržaj ispitivanja G. 85
3.2.2. Rezultati ispitivanja kompresije 92
3.3. Zaključci 96
4. Uzimajući u obzir lokalnu održivost u proračunima nosive konstrukcije od tankozidnih trapeznih profila sa ravnim uzdužnim - poprečnim savijanjem 97
4.1. Proračun kritičnih naprezanja lokalnog izvijanja elemenata ploče i granične debljine tankozidnog trapeznog profila 98
4.2. Područje dopuštenih opterećenja bez uzimanja u obzir lokalnog gubitka stabilnosti 99
4.3. Faktor smanjenja 101
4.4. Uzimajući u obzir lokalno izvijanje i smanjenje 101
Zaključci 105
Bibliografska lista
Uvod u posao
Relevantnost rada.
Stvaranje lakih, čvrstih i pouzdanih struktura hitan je zadatak. Jedan od glavnih zahtjeva u mašinstvu i građevinarstvu je smanjenje potrošnje metala. To dovodi do činjenice da se strukturni elementi moraju izračunati prema preciznijim konstitutivnim odnosima, uzimajući u obzir opasnost od općeg i lokalnog izvijanja.
Jedan od načina rješavanja problema smanjenja težine je upotreba visokotehnoloških tankozidnih trapezoidnih valjanih profila (TTP). Profili se izrađuju valjanjem tankog čeličnog lima debljine 0,4 ... 1,5 mm u stacionarnim uvjetima ili direktno na mjestu montaže kao ravni ili lučni elementi. Konstrukcije koje koriste nosive lučne obloge od tankozidnih trapeznih profila odlikuju se lakoćom, estetskim izgledom, lakoćom ugradnje i nizom drugih prednosti u odnosu na tradicionalne vrste obloga.
Glavni tip opterećenja profila je uzdužno-poprečno savijanje. Ton-
jfflF dMF " lamelarni elementi
doživljava profil
srednja kompresija
kosti mogu izgubiti mjesta
nova stabilnost. Lokalno
gubitak stabilnosti
Pirinač. 1. Primjer lokalnog izvijanja
Yam,
^ J
Pirinač. 2. Shema smanjeni presjek profil
(MPA) se opaža u ograničenim područjima duž dužine profila (slika 1) pri znatno nižim opterećenjima od ukupnog gubitka stabilnosti i naprezanja srazmjernih dopuštenim. Kod MPU -a, zasebni komprimirani element profila profila potpuno ili djelomično prestaje percipirati opterećenje, koje se preraspodjeljuje između ostalih elemenata ploče profilnog presjeka. Štaviše, u dijelu gdje je došlo do MPA, naprezanja ne moraju nužno premašiti dopuštena. Ovaj fenomen naziva se redukcija. Redukcija
je smanjenje, u usporedbi sa stvarnom, površinom poprečni presjek profil kada se svede na idealiziranu shemu projektiranja (slika 2). S tim u vezi, razvoj i implementacija inženjerskih metoda za obračun lokalnog izvijanja pločastih elemenata tankozidnog trapeznog profila hitan je zadatak.
Istaknuti naučnici bavili su se pitanjima stabilnosti ploča: B.M. Bro-ude, F. Bleich, J. Brudka, I.G. Bubnov, V.Z. Vlasov, A.S. Volmir, A.A. Ilyushin, Miles, Melan, Ya.G. Panovko, SP. Timošenko, Southwell, E. Stowell, Winderberg, Khvalla i drugi. Inženjerski pristupi analizi kritičnih naprezanja s lokalnim izvijanjem razvijeni su u djelima E.L. Ayrumyan, Burggraf, A.L. Vasiljeva, B. Ya. Volodarsky, M.K. Glouman, Caldwell, V.I. Klimanova, V.G. Krokhaleva, D.V. Martsinkevich, E.A. Pav-linova, A.K. Pertseva, F.F. Tamplona, S.A. Timašev.
U ovim inženjerskim metodama proračuna za profile sa složenim poprečnim presjekom opasnost od MPU-a praktički se ne uzima u obzir. U fazi skiciranja dizajna konstrukcija iz tankoslojni profili važno je imati jednostavan uređaj za procjenu nosivosti određene standardne veličine. S tim u vezi, postoji potreba za razvojem inženjerskih metoda proračuna koje će omogućiti u procesu projektiranja konstrukcija od tankozidnih profila brzu procjenu njihove nosivosti. Proračun nosivosti konstrukcije od tankozidnog profila može se izvršiti korištenjem rafiniranih metoda koristeći postojeće softverskih proizvoda i po potrebi prilagoditi. Takav dvostupanjski sustav za izračunavanje nosivosti konstrukcija od tankozidnih profila je najracionalniji. Stoga je razvoj i implementacija inženjerskih metoda za proračun nosivosti konstrukcija od tankozidnih profila, uzimajući u obzir lokalno izvijanje elemenata ploča, hitan zadatak.
Svrha rada na disertaciji: proučavanje lokalnog izvijanja u pločastim elementima tankozidnih trapeznih profila pri njihovom uzdužnom i poprečnom savijanju i razvoj inženjerske metode za proračun nosivosti uzimajući u obzir lokalnu stabilnost.
Da bi se postigao cilj, postavljeno je sljedeće ciljeve istraživanja.
Proširenje analitičkih rješenja za stabilnost komprimiranih pravokutnih ploča na sistem konjugiranih ploča u profilu.
Numeričko proučavanje matematičkog modela lokalne stabilnosti profila i dobivanje odgovarajućih analitičkih izraza za minimalno kritično naprezanje MPU elementa ploče.
Eksperimentalna procjena stupnja smanjenja presjeka tankozidnog profila s lokalnim gubitkom stabilnosti.
Razvoj inženjerske metodologije za provjeru i proračun proračuna tankozidnog profila, uzimajući u obzir lokalno izvijanje.
Naučna novina rad je na razvoju odgovarajućeg matematičkog modela lokalnog izvijanja za zasebnu ploču
element u profilu i dobivanje analitičkih ovisnosti za proračun kritičnih naprezanja.
Razumnost i pouzdanost Dobiveni rezultati temeljeni su na temeljnim analitičkim rješenjima problema stabilnosti pravokutnih ploča, pravilnoj primjeni matematičkog aparata, dovoljnoj za praktične proračune koji se podudaraju s rezultatima proračuna MKE i eksperimentalnim studijama.
Praktičan značaj sastoji se u razvoju inženjerske metodologije za proračun nosivosti profila, uzimajući u obzir lokalno izvijanje. Rezultati rada implementirani su u Montazhproekt LLC u obliku sistema tablica i grafičkih prikaza područja dopuštenih opterećenja za cijeli asortiman proizvedenih profila, uzimajući u obzir lokalno izvijanje, te se koriste za preliminarni odabir tipa i debljinu profilnog materijala za specifična projektna rješenja i vrste opterećenja.
Glavne odredbe odbrane.
Matematički model ravnog savijanja i kompresije tankozidnog profila kao sistema konjugiranih pločastih elemenata i metoda za određivanje, na njegovoj osnovi, kritičnih naprezanja MPA u Eulerovom smislu
Analitičke ovisnosti za proračun kritičnih naprezanja lokalnog izvijanja za svaki element ploče profila pri ravnom uzdužnom i poprečnom savijanju.
Inženjerska metodologija za provjeru i proračun proračuna tankozidnog trapeznog profila, uzimajući u obzir lokalno izvijanje. Aprobacija rada i objavljivanje.
Glavne odredbe disertacije izviještene su i razmatrane na naučno -tehničkim konferencijama različitih nivoa: Međunarodni kongres "Mašine, tehnologije i procesi u građevinarstvu" posvećen 45. godišnjici fakulteta "Transportne i tehnološke mašine" (Omsk, SibADI, decembar 6-7, 2007); Sveruska naučno-tehnička konferencija "MLADA RUSIJA: napredne tehnologije u industriji" (Omsk, Om-GTU, 12-13. Novembar 2008).
Struktura i obim posla. Diplomski rad je predstavljen na 118 stranica teksta, sastoji se od uvoda, 4 poglavlja i jednog aneksa, sadrži 48 slika, 5 tabela. Lista referenci uključuje 124 naslova.
Svaki inženjerski projekt oslanja se na rješenje diferencijalnih jednadžbi matematičkog modela kretanja i ravnoteže mehaničkog sistema. Izrada nacrta konstrukcije, mehanizma, mašine prati određena odstupanja u proizvodnji, a kasnije i nedostaci. Nesavršenosti se također mogu pojaviti tokom rada u obliku udubljenja, praznina zbog trošenja i drugih faktora. Nemoguće je predvidjeti sve varijante vanjskih utjecaja. Dizajn je prisiljen raditi pod utjecajem slučajnih smetnji koje se ne uzimaju u obzir u diferencijalnim jednadžbama.
Faktori koji se ne uzimaju u obzir u matematičkom modelu - nesavršenosti, slučajne sile ili smetnje - mogu ozbiljno prilagoditi dobivene rezultate.
Razlikuje se neometano stanje sistema - proračunato stanje pri nultim smetnjama i poremećeno stanje koje nastaje kao posljedica poremećaja.
U jednom slučaju, zbog smetnji, nema značajnih promjena u ravnotežnom položaju konstrukcije, ili se njeno kretanje malo razlikuje od proračunatog. Ovo stanje mehaničkog sistema naziva se stabilno. U drugim slučajevima, ravnotežni položaj ili priroda kretanja značajno se razlikuju od proračunatog, takvo se stanje naziva nestabilnim.
Teorija stabilnosti kretanja i ravnoteže mehaničkih sistema bavi se uspostavljanjem znakova koji omogućuju procjenu hoće li razmatrano kretanje ili ravnoteža biti stabilna ili nestabilna.
Tipičan znak prijelaza sistema iz stabilnog stanja u nestabilno je postizanje vrijednosti koja se nekim parametrom naziva kritična - kritična sila, kritična brzina itd.
Pojava nesavršenosti ili utjecaj neobračunatih sila neizbježno dovodi do kretanja sistema. Stoga je u opštem slučaju potrebno istražiti stabilnost kretanja mehaničkog sistema pri poremećajima. Ovaj pristup proučavanju stabilnosti naziva se dinamičkim, a odgovarajuće metode istraživanja dinamičkim.
U praksi je često dovoljno ograničiti se na statički pristup, tj. statičke metode istraživanja stabilnosti. U ovom slučaju se istražuje konačni rezultat poremećaja - novi ravnotežni položaj mehaničkog sistema u stacionarnom stanju i stepen njegovog odstupanja od izračunatog, neporemećenog ravnotežnog položaja.
Statička formulacija problema pretpostavlja da se ne uzimaju u obzir sile inercije i vremenski parametar. Ova formulacija problema često omogućuje prevođenje modela iz jednadžbi matematičke fizike u obične diferencijalne jednadžbe. Ovo uvelike pojednostavljuje matematički model i olakšava analitičko proučavanje stabilnosti.
Pozitivan rezultat analize stabilnosti ravnoteže statičkom metodom ne jamči uvijek dinamičku stabilnost. Međutim, za konzervativne sisteme, statički pristup u određivanju kritičnih opterećenja i novih ravnotežnih stanja dovodi do potpuno istih rezultata kao i dinamički.
U konzervativnom sistemu rad unutrašnjih i vanjskih sila sistema, izveden pri prijelazu iz jednog stanja u drugo, određen je samo tim stanjima i ne ovisi o putanji kretanja.
Koncept "sistema" objedinjuje deformabilnu strukturu i opterećenja čije se ponašanje mora specificirati. Dakle, slijede dva neophodna i dovoljna uslova za konzervativizam sistema: 1) elastičnost deformabilne strukture, tj. reverzibilnost deformacija; 2) konzervativizam tereta, tj. nezavisnost posla koji je obavljala od putanje. U nekim slučajevima, statička metoda također daje zadovoljavajuće rezultate za nekonzervativne sisteme.
Radi jasnoće gore navedenog, razmotrit ćemo nekoliko primjera iz teorijske mehanike i čvrstoće materijala.
1. Kugla težine Q nalazi se u udubljenju ležajne površine (slika 1.3). Pod djelovanjem ometajuće sile 5R Q sina, ravnotežni položaj loptice se ne mijenja, tj. stabilan je.
Uz kratkotrajno djelovanje sile 5R Q sina, bez razmatranja trenja kotrljanja, moguć je prijelaz u novi ravnotežni položaj ili oscilacije oko početnog ravnotežnog položaja. Kada se uzme u obzir trenje, oscilatorno kretanje će biti prigušeno, odnosno stabilno. Statički pristup omogućuje vam da odredite samo kritičnu vrijednost smetnje koja je jednaka: Rkr = Q sina. Priroda kretanja pri prekoračenju kritične vrijednosti ometajućeg djelovanja i kritičnog trajanja djelovanja mogu se analizirati samo dinamičkim metodama.
2. Dužina šipke / stisnuta silom P (slika 1.4). Iz otpornosti materijala zasnovane na statičkoj metodi poznato je da kritična vrijednost tlačne sile postoji za vrijeme opterećenja unutar elastičnog područja.
Rješenje istog problema sa silom praćenja, čiji se smjer podudara sa smjerom tangente na mjestu primjene, statičkom metodom dovodi do zaključka o apsolutnoj stabilnosti pravocrtnog oblika ravnoteže.
Inženjerska analiza spada u dvije kategorije: klasične i numeričke metode. Klasičnim metodama pokušavaju direktno riješiti probleme raspodjele polja naprezanja i deformacija, formirajući sisteme diferencijalnih jednadžbi zasnovanih na temeljnim principima. Točno rješenje, ako je moguće dobiti jednadžbe u zatvorenom obliku, moguće je samo za najjednostavnije slučajeve geometrije, opterećenja i rubnih uvjeta. Prilično širok raspon klasičnih problema može se riješiti primjenom približnih rješenja sistema diferencijalnih jednadžbi. Ova rješenja su u obliku niza u kojima se najniži članovi odbacuju nakon studije konvergencije. Kao i točna rješenja, približna zahtijevaju pravilan geometrijski oblik, jednostavne granične uvjete i prikladnu primjenu opterećenja. U skladu s tim, ova se rješenja ne mogu primijeniti na većinu praktičnih problema. Osnovna prednost klasičnih metoda je ta što pružaju duboko razumijevanje problema koji se proučava. Širi raspon problema može se istražiti pomoću numeričkih metoda. Numeričke metode uključuju: 1) energetsku metodu; 2) metod graničnih elemenata; 3) metod konačnih razlika; 4) metoda konačnih elemenata.
Energetske metode omogućuju pronalaženje minimalnog izraza za ukupnu potencijalnu energiju strukture na cijelom danom području. Ovaj pristup dobro funkcionira samo za određene zadatke.
Metoda graničnih elemenata aproksimira funkcije koje zadovoljavaju sistem diferencijalnih jednadžbi koje treba riješiti, ali ne i granične uvjete. Dimenzija problema je smanjena jer elementi predstavljaju samo granice modeliranog područja. Međutim, primjena ove metode zahtijeva poznavanje temeljnog rješenja sistema jednadžbi, do kojeg je teško doći.
Metoda konačnih razlika pretvara sistem diferencijalnih jednadžbi i rubnih uvjeta u odgovarajući sistem algebarskih jednadžbi. Ova metoda omogućuje rješavanje problema analize konstrukcija složene geometrije, rubnih uvjeta i kombiniranih opterećenja. Međutim, metoda konačnih razlika često je prespora zbog činjenice da zahtjev pravilne mreže na cijelom području istraživanja dovodi do sustava jednadžbi vrlo visokih redova.
Metoda konačnih elemenata može se proširiti na gotovo neograničenu klasu problema zbog činjenice da dopušta upotrebu elemenata jednostavnih i različitih oblika za dobivanje particija. Veličine konačnih elemenata, koje se mogu kombinirati kako bi se dobila aproksimacija bilo kojih nepravilnih granica, ponekad se razlikuju u pregradi za desetke puta. Dopušteno je primijeniti proizvoljnu vrstu opterećenja na elemente modela, kao i nametnuti bilo koju vrstu pričvršćivanja. Glavni problem je povećanje troškova za postizanje rezultata. Za općenitost rješenja treba platiti gubitkom intuicije, budući da je rješenje konačnih elemenata zapravo skup brojeva koji su primjenjivi samo na određeni problem postavljen pomoću modela konačnih elemenata. Promjena bilo kojeg značajnog aspekta modela obično zahtijeva potpuno ponovno rješavanje problema. Međutim, to je beznačajan trošak, budući da je metoda konačnih elemenata često jedina. moguć način njene odluke. Metoda je primjenjiva na sve klase problema distribucije polja koji uključuju strukturnu analizu, prijenos topline, protok fluida i elektromagnetizam. Nedostaci numeričkih metoda uključuju: 1) visoku cijenu programa analize konačnih elemenata; 2) duga obuka za rad po programu i mogućnost punopravnog rada samo za visoko kvalifikovano osoblje; 3) često je nemoguće fizičkim eksperimentom provjeriti ispravnost rezultata rješenja dobivenog metodom konačnih elemenata, uključujući i nelinearne probleme. m Pregled eksperimentalnih studija stabilnosti ploča i kompozitnih pločastih elemenata
Trenutno se koristi za građevinske konstrukcije profili su izrađeni od metalnih limova debljine 0,5 do 5 mm i stoga se smatraju tankozidnim. Lica im mogu biti ravna i zakrivljena.
Glavna karakteristika rada tankozidnih profila je to što lica s visokim vrijednostima omjera širine i debljine doživljavaju velike deformacije izvijanja pri opterećenju. Posebno intenzivan rast otklona primjećuje se kada se veličina naprezanja koja djeluju u licu približi kritičnoj vrijednosti. Dolazi do gubitka lokalne stabilnosti, otkloni postaju usporedivi s debljinom ruba. Kao rezultat toga, presjek profila je jako iskrivljen.
U literaturi o stabilnosti ploča posebno mjesto zauzimaju radovi ruskog naučnika SP. Timošenko. Zaslužan je za razvoj energetske metode za rješavanje problema elastične stabilnosti. Koristeći ovu metodu, SP. Timošenko je dao teorijsko rješenje problema stabilnosti ploča opterećenih u srednjoj ravnini pod različitim graničnim uvjetima. Teorijska rješenja testirana su u nizu testova na slobodno oslonjenim pločama pod jednakom kompresijom. Testovi su potvrdili teoriju.
Kako bi se provjerila pouzdanost dobivenih rezultata, provedena su numerička istraživanja primjenom metode konačnih elemenata (FEM). Nedavno su numeričke studije FEM pronašle sve širu upotrebu zbog objektivnih razloga, poput nedostatka problema s testiranjem, nemogućnosti ispunjavanja svih uvjeta pri testiranju uzoraka. Numeričke metode omogućuju provođenje istraživanja pod "idealnim" uvjetima, imaju minimalnu grešku, što je praktično nemoguće implementirati u stvarnim testovima. Numeričke studije provedene su pomoću programa ANSYS.
Numerička istraživanja provedena su na uzorcima: pravokutna ploča; U-oblik i trapezni profilni element s uzdužnim grebenom i bez grebena; profilni list (slika 2.11). Uzorci debljine 0,7; 0,8; 0,9 i 1 mm.
Na uzorke (slika 2.11) na krajevima je primijenjeno jednolično tlačno opterećenje sgw, nakon čega je slijedilo povećanje Det korak po korak. Opterećenje koje odgovara lokalnom gubitku stabilnosti ravnog oblika odgovara vrijednosti kritičnog tlačnog naprezanja σcr. Zatim se, koristeći formulu (2.24), izračunao koeficijent stabilnosti & ( /? I, /? G) i uporedio sa vrijednošću iz Tabele 2.
Razmotrimo pravokutnu ploču duljine a = 100 mm i širine 6 = 50 mm, sabijenu na krajevima podjednakim tlačnim opterećenjem. U prvom slučaju ploča je zglobna duž konture, u drugom je čvrsto učvršćena uz bočne rubove i šarkirana uz krajeve (slika 2.12).
U programu ANSYS primijenjeno je jednolično tlačno opterećenje na krajnje strane, određeno kritično opterećenje, naprezanje i koeficijent stabilnosti & ( /?], /? 2) ploče. Kada je šarkama spojena duž konture, ploča je izgubila stabilnost u drugom obliku (uočena su dva ispupčenja) (slika 2.13). Zatim su uspoređeni numerički i analitički koeficijenti otpora ploče, / 32). Rezultati proračuna prikazani su u Tabeli 3.
Tablica 3 pokazuje da razlika između rezultata analitičkog i numeričko rješenje bio manji od 1%. Stoga je zaključeno da se predloženi algoritam za proučavanje stabilnosti može primijeniti u proračunu kritičnih opterećenja za složenije konstrukcije.
Kako bi se predložena metoda za izračunavanje lokalne stabilnosti tankoslojnih profila proširila na opći slučaj opterećenja, u programu ANSYS provedena su numerička istraživanja kako bi se otkrilo kako priroda tlačnog opterećenja utječe na koeficijent k (y). Rezultati istraživanja prikazani su grafički (slika 2.14).
Sljedeći korak u provjeri predložene metodologije proračuna bilo je proučavanje zasebnog elementa profila (slika 2.11, b, c). Ima fiksaciju šarki duž konture i komprimirana je uz krajeve ravnomjernim tlačnim opterećenjem USL -a (slika 2.15). Uzorak je ispitivan na stabilnost u programu ANSYS i prema predloženoj metodi. Nakon toga su dobiveni rezultati upoređeni.
Prilikom stvaranja modela u programu ANSYS, radi ravnomjerne raspodjele tlačnog opterećenja duž kraja, između dvije debele ploče postavljen je tankozidni profil i na njih je primijenjeno tlačno opterećenje.
Rezultat istraživanja u programu ANSYS elementa profila U-oblika prikazan je na slici 2.16, koja pokazuje da se, prije svega, gubitak lokalne stabilnosti javlja na najširoj ploči.
Za potporne konstrukcije izrađene od visokotehnoloških tankozidnih trapeznih profila proračun se vrši prema metodama dopuštenih naprezanja. Predlaže se inženjerska metoda za uzimanje u obzir lokalnog izvijanja pri proračunu nosivosti konstrukcija izrađenih od tankozidnog trapeznog profila. Tehnika je implementirana u MS Excel, dostupna je za široku upotrebu i može poslužiti kao osnova za odgovarajuće dodatke pravila u smislu izračunavanja tankozidnih profila. Izgrađen je na temelju istraživanja i dobivenih analitičkih ovisnosti za proračun kritičnih naprezanja lokalnog izvijanja pločastih elemenata tankozidnog trapeznog profila. Zadatak je podijeljen u tri komponente: 1) određivanje minimalne debljine profila (ograničavanje t \ pri kojem nema potrebe uzimati u obzir lokalno izvijanje u ovoj vrsti proračuna; 2) određivanje područja dopuštenih opterećenja od tankozidni trapezoidni profil unutar kojeg se osigurava nosivost bez lokalnog gubitka stabilnosti; 3) određivanje raspona dopuštenih vrijednosti NuM, unutar kojeg se osigurava nosivost uz lokalni gubitak stabilnosti jednog ili više elemenata ploče tankozidnog trapeznog profila (uzimajući u obzir smanjenje presjeka profila) .
U ovom slučaju vjeruje se da se ovisnost momenta savijanja o uzdužnoj sili M = f (N) za proračunatu konstrukciju dobiva metodama otpora materijala ili mehanikom konstrukcije (slika 2.1). Dopuštena naprezanja [t] i napon tečenja materijala sgt su poznata, kao i zaostala naprezanja sgstí u elementima ploče. U proračunima nakon lokalnog izvijanja primijenjena je metoda "redukcije". U slučaju gubitka stabilnosti isključeno je 96% širine odgovarajućeg elementa ploče.
Proračun kritičnih naprezanja lokalnog izvijanja pločastih elemenata i granične debljine tankozidnog trapeznog profila Tankozidni trapezni profil podijeljen je na skup pločastih elemenata kao što je prikazano na slici 4.1. Istovremeno, kut međusobnog rasporeda susjednih elemenata ne utječe na vrijednost kritičnog naprezanja lokalnog
Profil H60-845 IZVIJENO savijanje. Dopuštena je zamjena zakrivljenih valovitosti ravnim elementima. Kritična tlačna naprezanja lokalnog izvijanja u smislu Eulera za pojedinačni i-ti element ploče tankozidnog trapeznog profila širine bt pri debljini t, modula elastičnosti materijala E i Poissonovog omjera ju u elastičnoj fazi opterećenja su određeno formulom
Koeficijenti k (px, P2) i k (v) uzimaju u obzir, respektivno, učinak krutosti susjednih elemenata ploče i prirodu raspodjele tlačnih naprezanja po širini elementa ploče. Vrijednost koeficijenata: k (px, P2) određuje se prema tablici 2 ili izračunava formulom
Normalna naprezanja u elementu ploče određuju se u središnjim osama prema dobro poznatoj formuli za otpornost materijala. Područje dopuštenih opterećenja bez uzimanja u obzir lokalnog izvijanja (slika 4.2) određeno je izrazom i predstavlja četverokut, gdje je J moment inercije presjeka razdoblja profila tijekom savijanja, F je površina presjeka perioda profila, ymax i Utin su koordinate ekstremnih tačaka presjeka profila (slika 4.1).
Ovdje se za periodični element dužine L izračunavaju površina presjeka profila F i moment inercije presjeka J, a uzdužna sila iV i moment savijanja Mb profila odnose se na L.
Nosivost se postiže kada stvarna krivulja opterećenja M = f (N) padne u raspon dopuštenih opterećenja minus područje lokalnog izvijanja (slika 4.3). Slika 4.2. Područje dopuštenih opterećenja bez uzimanja u obzir lokalnog izvijanja
Gubitak lokalne stabilnosti jedne od polica dovodi do njezina djelomičnog isključenja iz percepcije opterećenja - smanjenja. Faktor smanjenja uzima u obzir stupanj smanjenja
Nosivost je osigurana kada stvarna krivulja opterećenja padne u raspon dopuštenih opterećenja minus raspon lokalnih opterećenja. Pri manjim debljinama linija lokalnog izvijanja smanjuje područje dopuštenih opterećenja. Lokalno izvijanje nije moguće ako se stvarna krivulja opterećenja nalazi u smanjenom području. Kada krivulja stvarnih opterećenja prelazi liniju minimalna vrijednost kritičnog naprezanja lokalnog izvijanja, potrebno je obnoviti područje dopuštenih opterećenja, uzimajući u obzir smanjenje profila, što je određeno izrazom
3.2 Proračun pokretnog stola
Osnovni princip izgradnje tehnološkog procesa u modernim instalacijama je primanje cijevi istog konstantnog promjera na kontinuirani mlin, što omogućava i upotrebu obratka i čahure stalnog promjera. Dobijanje cijevi potrebnog promjera osigurano je redukcijom. Takav sustav rada uvelike olakšava i pojednostavljuje postavljanje mlinova, smanjuje park alata i, što je najvažnije, omogućuje vam održavanje visoke produktivnosti cijele jedinice, čak i pri valjanju cijevi minimalnog (nakon smanjenja) promjera.
Proračunavamo kotrljajući stol prema sloju kotrljanja prema metodi opisanoj u čl. Vanjski promjer cijevi nakon smanjenja određen je dimenzijama posljednjeg para valjaka.
D p 3 = (1.010..1.015) * D o = 1.01 * 33.7 = 34 mm
gdje je D p promjer gotove cijevi nakon redukcijskog mlina.
Budući da cijev istog promjera izlazi nakon kontinuiranog mlina, uzimamo D n = 94 mm. U kontinuiranim mlinovima kalibracija valjaka osigurava da u posljednjim parovima valjaka unutarnji promjer cijevi bude 1-2 mm veći od promjera trna, tako da će promjer trna biti jednak:
H = d n -(1..2) = D n -2S n -2 = 94-2 * 3,2-2 = 85,6 mm.
Prihvaćamo promjer trna jednak 85 mm.
Unutrašnji promjer čahure trebao bi omogućiti slobodno umetanje trna i uzet je 5-10 mm veći od promjera trna
d g = n + (5..10) = 85 + 10 = 95 mm.
Prihvatamo podstavni zid:
S g = S n + (11..14) = 3,2 + 11,8 = 15 mm.
Vanjski promjer rukava određuje se na osnovu veličine unutrašnjeg promjera i debljine stijenke:
D g = d g + 2S g = 95 + 2 * 15 = 125 mm.
Promjer korištenog obratka D z = 120 mm.
Promjer trna piercing mlina bira se uzimajući u obzir količinu valjanja, tj. porast unutrašnjeg prečnika čaure, koji čini od 3% do 7% unutrašnjeg prečnika:
P = (0,92 ... 0,97) d g = 0,93 * 95 = 88 mm.
Koeficijenti izduženja za probojne, kontinuirane i redukcijske mlinove određuju se po formulama:
,
Ukupni omjer rastezanja je:
Valjajući stol za cijevi dimenzija 48,3 × 4,0 mm i 60,3 × 5,0 mm izračunat je na sličan način.
Rolacijski stol predstavljen je u tablici. 3.1.
|
Veličina gotovih cijevi, mm |
Promjer obratka, mm |
Piercing mill |
Kontinuirani mlin |
Redukcijski mlin |
Ukupni omjer istezanja |
||||||||||
|
Vanjski promjer |
debljina zida |
Veličina rukava, mm |
Promjer trna, mm |
Odnos izvlačenja |
Dimenzije cijevi, mm |
Promjer trna, mm |
Odnos izvlačenja |
Veličina cijevi, mm |
Broj štandova |
Odnos izvlačenja |
|||||
|
debljina zida |
debljina zida |
debljina zida |
|||||||||||||
3.3 Proračun kalibracije valjaka redukcijskog mlina
Kalibracija valjka je važna dio proračun načina rada mlina. U velikoj mjeri određuje kvalitetu cijevi, vijek trajanja alata, raspodjelu opterećenja na radnim postoljima i pogonu.
Proračun veličine valjaka uključuje:
raspodjela parcijalnih deformacija u štandovima mlinova i proračun prosječnih promjera kalibara;
određivanje veličina valjanih utora.
3.3.1 Raspodjela parcijalnih deformacija
Po prirodi promjene parcijalnih deformacija, sastojine redukcijskog mlina mogu se podijeliti u tri grupe: gornja na početku mlina, u kojoj se redukcije intenzivno povećavaju tijekom valjanja; dimenzioniranje (na kraju mlina), u kojem su deformacije svedene na minimalnu vrijednost, i skupina postolja između njih (u sredini), u kojima su djelomične deformacije najveće ili blizu njih.
Pri valjanju cijevi s zatezanjem vrijednosti parcijalnih deformacija uzimaju se na osnovu uvjeta stabilnosti profila cijevi na vrijednost plastične napetosti koja osigurava proizvodnju cijevi zadane veličine.
Koeficijent ukupne plastične napetosti može se odrediti formulom:
,
gdje 
- aksijalne i tangencijalne deformacije uzete u logaritamskom obliku; T je vrijednost određena u slučaju trovaljnog kalibra prema formuli
gdje je (S / D) cp prosječan odnos debljine stijenke prema promjeru u periodu deformacije cijevi u mlinu; k-faktor uzimajući u obzir promjenu stupnja debljine cijevi.
,
,
gdje je m vrijednost ukupne deformacije cijevi duž promjera.
.
Vrijednost kritičnog djelomičnog smanjenja s takvim koeficijentom plastične napetosti, prema, može doseći 6% u drugom postolju, 7,5% u trećem postolju i 10% u četvrtom postolju. U prvom sastojinu preporučuje se uzimanje u rasponu od 2,5–3%. Međutim, kako bi se osiguralo stabilno prianjanje, količina smanjenja se obično smanjuje.
Na postoljima za preddoradu i završnu obradu mlina smanjuje se i smanjenje, ali kako bi se smanjila opterećenja na valjcima i povećala preciznost gotovih cijevi. U posljednjem sastojinu kalibracijske grupe smanjenje se uzima jednako nuli, u pretposljednjem štandu do 0,2 smanjenja u posljednjem sastojinu srednje grupe.
V srednja grupa sastojina prakticiraju ujednačenu i neravnomjernu raspodjelu parcijalnih deformacija. Uz jednoličnu raspodjelu smanjenja u svim sastojinama ove grupe, pretpostavlja se da su konstantne. Neravnomjerna raspodjela parcijalnih deformacija može imati nekoliko varijanti i može se okarakterizirati sljedećim pravilnostima:
smanjenje u srednjoj grupi proporcionalno se smanjuje od prvih tribina do posljednjeg načina pada;
u prvih nekoliko sastojina srednje grupe smanjuju se djelomične deformacije, a ostale ostaju konstantne;
kompresija u srednjoj skupini se prvo povećava, a zatim smanjuje;
u prvih nekoliko sastojina srednje grupe parcijalne deformacije ostaju konstantne, a u ostatku se smanjuju.
S opadajućim načinima deformacije u srednjoj skupini postolja, razlike u vrijednosti snage kotrljanja i opterećenja pogona, uzrokovane povećanjem otpora deformacije metala tijekom valjanja, uslijed smanjenja njegove temperature i povećanje brzine deformacije, smanjenje. Vjeruje se da smanjenje smanjenja prema kraju mlina također poboljšava kvalitetu vanjske površine cijevi i smanjuje debljinu poprečne stijenke.
Prilikom izračunavanja kalibracije valjaka uzimamo jednoličnu raspodjelu smanjenja.
Vrijednosti parcijalnih deformacija duž štandova mlina prikazane su na Sl. 3.1.
Distribucija kompresije
Na osnovu prihvaćenih vrijednosti parcijalnih deformacija, prosječni promjeri kalibara mogu se izračunati pomoću proizvodne formule cijevi, i, direktno, ... kvarovi) tokom proizvodnje pjenasti beton. At proizvodnje pjenasti beton koriste različiti ... radnici direktno povezani sa proizvodnje pjenasti beton, posebna odjeća, ...
Iznajmljivanje Proizvodnja cijevi metodom centrifugalnog valjanja. Armiranog betona cijevi napravljeno ... centrifugalnom metodom proizvodnje cijevi... Utovar betonskih centrifuga ... omogućava skidanje oblika. Proizvodnja cijevi radijalnim prešanjem. Ovo...
