kde, P je počet aktuálních iterace; VT - kompletní kovu kluzná rychlost na povrchu nástroje; Vn je normální rychlost pohybu kovu; WN je normální rychlost nástroje; St - třením napětí;
- výtěžek napětí jako funkce deformovatelných kovových parametrů v daném místě; - průměrné napětí; - intenzita rychlosti deformace; X0 - rychlost deformace komplexní komprese; KT je pokutový faktor na kluzné sazbě kovu podle přístroje (specifikovaného způsobem iterací) knut - penalty pro pronikání kovu do nástroje; M je podmíněná viskozita kovu, je specifikována způsobem hydrodynamických aproximací; - napětí napětí nebo opěradlo během válcování; Fn - Square. průřez Konec trubky, ke kterému je napětí nebo veranda aplikována.
Výpočet způsobu deformace a rychlosti zahrnuje distribuci deformačních stavů o průměru, nezbytnou hodnotu koeficientu plastového napětí ve stavu ZOB, výpočtu koeficientů kapoty, roll průměry válců a rychlost otáčení hlavních hnacích motorů s přihlédnutím k charakteristikám jeho konstrukce.
Pro první buňky mlýny, včetně první bedny, které se valí, a pro druhé, umístěné po poslední bedně, válečky, plastové tažné koeficienty v nich Zr.i méně než požadovaný ZOB. Prostřednictvím takové distribuce plastových tažných koeficientů na všech klecích je vypočtená tloušťka stěny na výstupu vyšší než je nutná na redukční trase. Pro kompenzaci nedostatečných tažných schopností nádrží umístěných v prvním a po posledních buňkách, která jezdí, je nutné použít iterativní výpočet k nalezení takové hodnoty ZOB, takže vypočtená a specifikovaná tloušťka stěny na výstupu ze státu byly stejné. Čím větší je velikost požadovaného celkového součinitele plastového napětí ve stavu ZOB, tím větší je chyba v jeho definici bez iterativního výpočtu.
Poté, co iterativní výpočty vypočítaly koeficienty předního a zadního plastového napětí, tloušťku trubkové stěny na vstupu a výstupu deformačních buněk podél měst redukčního mlýna, konečně určujeme polohu prvních a posledních buněk, která jezdí.
Průměr je samozřejmě určen přes centrální úhel QK.P. Mezi svislou osou symetrie válce válce a linie vedená ze středu kalibru se shoduje s nápravou válcování do bodu na povrchu proudu kalibru, kde se nachází neutrální čára deformačního centra Jeho povrch se podmíněně umístěn paralelně s osou válcování. Velikost úhlu qk.p., první ze všech, závisí na hodnotě zadního koeficientu Zado. a přední zer. Napětí, stejně jako koeficient
Kapuce.
Stanovení průměru válcování v rozsahu úhlu QK.P. Obvykle se provádí pro kalibr, má kruhový tvar se středem v ose válcování a průměr rovný průměrnému průměru DSR kalibru.
Největší chyby při určování množství průměru bez zohlednění skutečné geometrické velikosti kalibru budou pro případ, kdy se valivé podmínky určují jeho polohu nebo na dně nebo v rezervaci ráže. Čím větší je skutečná forma kalibru se liší od kruhu přijatého v výpočtech, tím více bude tato chyba.
Maximální možný rozsah změn hodnoty skutečného průměru, válec kalibr je válec role proudu. Čím větší je množství válců tvoří kalibru, tím více relativní chyba určování průměru bez zohlednění skutečné geometrické velikosti kalibru.
S rostoucí částečnou kompresí průměru trubky v kalibru, roste rozdíl ve tvaru z kruhového. S nárůstem komprese průměru trubky 1 až 10%, relativní chyba při určování množství průměru bez zohlednění skutečných geometrických velikostí kalibrů od 0,7 do 6,3% pro dvoubarevnou, 7.1 % - Pro trival a 7,4% - pro ChotiroHipwalkovoy "Katya", když kinematické válcové podmínky, průměr válcování umístěný podél dna kalibru.
Simultánní zvýšení stejného

Práce na téma:

Výroba trubek

1. Seřadit a požadavky regulační dokumentace pro trubky

1.1 Pipe Sort.

OJSC "Crossow Sukavod" je jedním z největších výrobců trubkových výrobků v naší zemi. Jeho produkty jsou úspěšně prodávány jak v rámci země, tak v zahraničí. Výrobky vyrobené v továrně splňují požadavky domácích i zahraničních standardů. Mezinárodní certifikáty kvality vydané organizacemi, jako je: americký ropný institut (API), německé certifikační centrum TUV - RALEND.

Workshop T-3 je jedním z hlavních workshopů podniku, který je vyroben v souladu s normami uvedenými v tabulce. 1.1.

Tabulka 1.1 - Standardy výroby trubek

V dílně, trubky vyrobené z uhlíkových, legovaných a vysoce dopovaných ocelových stupňů ocení o průměru d \u003d 28-89 mm a tloušťka stěny jsou vyráběny tloušťky s \u003d 2,5-13 mm.

Hlavní workshop se specializuje na výrobu čerpadla-kompresorových trubek, celoživotním trubek a trubek určených k následnému chladicím redukci.

Mechanické vlastnosti vyrobených trubek musí odpovídat specifikovaně v tabulce. 1.2.

1.2 Požadavek regulační dokumentace

Výroba trubek v Workshopu T-3 Úrůstek se provádí na různých regulačních dokumentech, jako je GOST, API, DIN, NFA, ASTM a další. Zvažte požadavky předložené DIN 1629.

1.2.1Statim.

Tato norma platí pro bezproblémové kulaté trubice z nedovolených ocelí. Chemické složení Ocel používané pro výrobu potrubí jsou uvedeny v tabulce 1.3.

Tabulka 1.2 - Mechanické vlastnosti trubek

Tabulka 1.3 - Chemické složení ocelí

Trubky vyrobené podle této normy se používají především v různých zařízeních při výrobě nádrží a pokládacími potrubí, stejně jako ve všeobecném inženýrství a výrobě přístrojů.

Rozměry a mezní odchylky trubek jsou uvedeny v tabulce 1.4., Tabulka 1.5., Tabulka.1.6.

Délka trubky je určena vzdáleností mezi konce. Typy délky potrubí jsou uvedeny v tabulce 1.4.

Tabulka 1.4 - Druhy délky a přípustné délky odchylky

Tabulka 1.5 - Přípustné odchylky průměru

Tabulka 1.6 - Přípustná odchylka tloušťky stěny

Trubky by měly být co nejvíce kolo. Odchylka od kruhosti by měla ležet v přípustných odchylkách pro vnější průměr.

Potrubí musí být přímo na oku, pokud je to nutné, mohou být instalovány speciální požadavky na rovnou.

Trubky musí být oříznuty kolmo k ose trubky a neměly mít otřepy.

Hodnoty pro lineární hmotnosti (hmotnost) jsou uvedeny v normách DIN 2448. Následující odchylky z těchto hodnot jsou povoleny:

pro samostatnou trubku + 12% - 8%,

pro zásobování hmotnosti nejméně 10t + 10% -5%.

Ve standardním označení pro trubky odpovídající DIN 1629 je uvedeno:

Pojmenování (trubice);

Hlavní počet dimenzionálního standardu DIN (DIN 2448);

Hlavní velikosti trubky (vnější průměr × tloušťka stěny);

Hlavní dodávka (DIN 1629);

Zkrácený název ocelové značky.

Příklad podmíněného označení trubky podle DIN 1629 s vnějším průměrem 33,7 mm a tloušťka stěny 3,2 mm od oceli ST 37.0:

Potrubí DIN 2448-33.7 × 3.2

DIN 1629-ST 37.0.

1.2.2 Technické požadavky

Potrubí by měly být prováděny v souladu s požadavky standardních a technologických předpisů schválených předepsaným způsobem.

Na vnějším a vnitřním povrchu trubek a spojky by neměly být zachyceny, skořápky, západy slunce, svazky, praskliny a písčité.

Debata a odizolování těchto defektů jsou povoleny za předpokladu, že jejich hloubka nepřekročí limit mínus odchylku nad tloušťkou stěny. Svařování, Zacekecanka nebo utěsnění vadných míst není povoleno.

V místech, kde může být tloušťka stěny měřena přímo, hloubka vadných míst může překročit stanovenou hodnotu za podmínky, že je zachována minimální tloušťka stěny, která je určena jako rozdíl mezi nominální tloušťkou trubkové stěny a maximálním průhybem limit pro něj.

Oddělte drobné obavy, promáčknutí, rizika, tenká vrstva měřítka a dalších vad způsobených způsobu výroby, pokud neuvádějí tloušťku stěny nad rámec limitů odchylek mínus.

Mechanické vlastnosti (síla výtěžku, pevnost v tahu, relativní prodloužení během přestávky) musí splňovat hodnoty uvedené v tabulce 1.7.

Tabulka 1.7 - Mechanické vlastnosti

1.2.3 Pravidla přijetí

Trubky jsou prezentovány přijímání stran.

Strana by se měla skládat z trubek jednoho podmíněného průměru, jedné stěny tloušťky a pevnostní skupiny, jednoho typu a jednoho provedení a doprovázeno jediným dokumentem, který potvrzuje dodržování jejich kvality požadavkům normy a obsahující:

Jméno výrobce;

Podmíněný průměr potrubí a tloušťka stěny v milimetrech, délka potrubí v metrech;

Typ potrubí;

Skupina pevnosti, tavící číslo, hmotnostní frakce síry a fosforu pro všechny vozy obsažené v dávce;

Čísla trubek (od - až do každé tání);

Výsledky testů;

Standardní označení.

Kontrola vzhledu by měla být velikost defektů a geometrických velikostí a parametrů vystavena každé části strany.

Hmotnostní frakce síry a fosforu by měla být zkontrolována z každého tání. Pro trubky vyrobené z kovu jiného podniku by hmotnostní frakce síry a fosforu měly provést dokument na kvalitě výrobce výrobce kovů.

Pro kontrolu mechanických vlastností kovu jsou vybrány jednou trubkou každé velikosti z každého tání.

Chcete-li zkontrolovat zploštění, vyberte jednu trubku z každého tání.

Testování vnitřního hydraulického tlaku těsnosti by měly být podrobeny každému potrubí.

Po obdržení neuspokojivých výsledků testů, alespoň jeden z ukazatelů na něm se provádí opakovanými testy na dvojitém vzorku ze stejné dávky. Výsledky opakovaných testů platí pro celou dávku.

1.2.4 Zkušební metody

Kontrola vnějšího a vnitřního povrchu trubek a spojky jsou vizuálně produkovány.

Hloubka vad by měla být zkontrolována v nečinnosti nebo jiným způsobem na jednom třech místech.

Kontrola geometrických velikostí a parametrů trubek a spojek by měly být prováděny pomocí univerzálních měřicích přístrojů nebo speciálních zařízení, která zajišťují nezbytnou přesnost měření v souladu s technickou dokumentací schválenou předepsaným způsobem.

Zakřivené v koncových částech trubky se stanoví, vztažuje se na velikosti vychylovacího výložníku, a je vypočtena jako rozvržená z rozdělení deformačního výložníku v milimetrech do vzdálenosti od místa - měření na nejbližší konec potrubí v metrech.

Kontrola hmotnosti trubek by mělo být prováděno na speciálních prostředcích pro vážení s přesností poskytnutím požadavků tohoto standardu.

Testilní test by měl být prováděn podle DIN 50 140 na krátkých podélných vzorcích.

Chcete-li zkontrolovat mechanické vlastnosti kovu z každé vybrané trubky, jeden vzorek je vyříznut. Vzorky by měly být řezány podél jakéhokoliv konce trubky způsobem, který nezpůsobuje změny ve struktuře a mechanických vlastnostech kovu. Je dovoleno narovnat konce vzorku zachytit spouštěče zkušebního stroje.

Trvání zkušebního hydraulického tlaku musí být nejméně 10 sekund. Při testování v trubkové stěně by neměly být detekovány úniky.

1.2.5 Označení, balení, doprava a skladování

Označení trubek by mělo být provedeno v následujícím objemu:

Na každé trubce ve vzdálenosti 0,4-0,6 m od jeho konce by mělo být značení jasně aplikováno s nárazem nebo vazáním:

Číslo potrubí;

Ochranná známka výrobce;

Měsíce a rok uvolnění.

Místo použití označení by mělo být zakrytý nebo zdůrazněno stabilní světelnou barvou.

Výška značkovacích značek by měla být 5-8 mm.

S mechanickým způsobem použití značení trubek, je dovoleno lokalizovat ji v jednom řádku. Je povoleno na každé trubce pro marke tání číslo.

Vedle označení šokového režimu nebo porozumění na každé potrubí by měl být značeno stabilní světelné barvy:

Podmíněný průměr trubky v milimetrech;

Tloušťka stěny v milimetrech;

Typu provedení;

Jméno nebo ochranná známka výrobce.

Výška značkovacích značek by měla být 20-50 mm.

Všechny značkové značky by měly být aplikovány podél tváření trubek. Je dovoleno aplikovat značkové značky kolmé k metodě válcování.

Při nakládání v jednom vozu by mělo být trubky pouze jedné dávky. Trubky jsou přepravovány v baleních, pevně spojených nejméně dvou místech. Hmotnost balení by neměla překročit 5 tun a na žádost spotřebitele - 3 tun. Je povoleno dodávat v jednom baleních automobilů potrubí různých šarží za předpokladu, že jsou odděleny.

2. Technologie a zařízení pro výrobu potrubí

2.1 Popis hlavní vybavení T-3

2.1.1 Popis a krátké technické vlastnosti kamny s kroky (PSH)

Pec s dnem procházky Workshopu T-3 je navržena tak, aby zahřívala kulaté sochory o průměru 90 ... 120 mm, délka z ... 10 m od uhlíkových, nízkokodlakovaných a nerezové oceli z nerezové oceli z nerezové oceli z nerezové oceli firmware na TPA-80.

Pec se nachází v místnosti obchodu T-3 ve druhém patře v letech A a B.

Projekt pece byl proveden gyrometrickým městem Sverdlovsk v roce 1984. Uvedení do provozu bylo provedeno v roce 1986.

Pec je tuhá kovová struktura, která se dotkla žáruvzdornými a tepelnými izolačními materiály. Vnitřní velikosti pece: délka - 28,87 m, šířka - 10,556 m, výška - 924 a 1330 mm, provozní vlastnosti pece jsou uvedeny v tabulce 2.1. Pod pecí je vyrobena ve formě pevných a pohyblivých nosníků, se kterým jsou polotovary přepravovány přes pec. Nosníky jsou tuppurovány tepelně izolačními a žáruvzdornými materiály a orámovány speciálním sluchátka z odlévání odolného proti tepelně. Horní část paprsku je vyrobena z MC-90 Mullitoxorund. Oblouk pece je vyráběný z tvarovaných žáruvzdorných materiálů a je izolován tepelně izolační materiál. Pro údržbu pece a údržby stěn jsou stěny vybaveny pracovními okny, zaváděcím oknem a kovovým vykládacím oknem. Všechna okna jsou vybavena tlumiči. Ohřev pece se provádí zemním plynem v kombinaci s hořáků typu GR (radiační nízkotlaký hořák) instalovaný na oblouku. Pec je rozdělena do 5 tepelných zón 12 hořáků v každém z nich. Spalovací vzduch je dodáván dvěma ventilátory VM-18A-4, z nichž jeden slouží jako záloha. Spalinové plyny jsou odstraněny skrz kouřový kolektor, umístěný na oblouku na začátku pece. Dále, podle systému kovových lemovaných kouřových výrobků a koní, s pomocí dvou Dymososos, WGDN-19 spalin jsou hozeny do atmosféry. Flipper byl instalován se smyčkou obousměrnou trubkovou 6-Seque Loop Recovery (CP-250) pro zahřívání vzduchu dodávaného na spalování. Pro úplnější likvidaci tepla výfukových plynů je systém odstraňování kouře vybaven jednoduchou komorovou pecí pro topné trny (PPO).

Vydávání vyhřívaného sochoru z pece se provádí pomocí vnitřních vodních chladných válcovacích válcových válečků, jejichž válečky mají tepelně odolnou trysku.

Pec je vybaven systémem průmyslové televize. Mezi ovládacími panely a štítem KIPIA jsou reproduktory.

Pec je vybaven automatickým řídicím systémem tepelného režimu, automatickým zabezpečením, řídicími uzly provozních parametrů a signalizačních odchylek od normy. Následující parametry podléhají automatickému předpisu:

Teplota pece v každé zóně;

Poměr "plynového vzduchu" na zónách;

Tlak plynu před pecí;

Tlak v pracovním prostoru pece.

Kromě automatických režimů je k dispozici vzdálený režim. Automatický řídicí systém zahrnuje:

Teplota pece v zónách;

Teplota v šířce pece v každé zóně;

Teplota plynů proudících z pece;

Teplota vzduchu po využití tepla;

Teplota odchozích plynů před rekuperátorem;

Teplota kouře před kouřem;

Spotřeba zemního plynu na peci;

Proud vzduchu do pece;

Vypouštění v Borovu před kouřem;

Tlak plynu v širokém rozdělovači;

Tlakový plyn a vzduch v zóně kolektory;

Tlak v peci.

Pec obsahuje rozřezaného zemního plynu se světelným signálem zvuku, když klesne plyn a tlak vzduchu v kolektorech zón.

Tabulka 2.1 - Originální parametry osnovy

Spotřeba zemního plynu na troubě (maximum) nm 3 / hod	5200
1 zóna	1560
2 zóna	1560
3 zóna	1040
4 zóna	520
5 zóny	520
Tlak zemního plynu (maximum), kPA dříve
trouba	10
hořák	4
Průtok vzduchu do pece (maximum) nm 3 / hod	52000
Tlak vzduchu (maximum), kPA dříve
trouba	13,5
hořák	8
Tlak pod obloukem	20
Teplota ohřevu kovů, ° C (maximum)	1200...1270
Chemické složení spalovacích produktů ve 4. zóně,%
CO 2	10,2
O 2.	3,0
TAK	0
Teplota spalovacích produktů před rekuperátorem, ° C	560
Teplota ohřevu vzduchu v rekuperátoru, ° С	Až 400.
Tempo vydávání polotovarů	23,7...48
Výkon pece, tn / hod	10,6... 80

Emergency zvukový alarm funguje také jako:

Zvyšování teploty ve 4. a 5. zónách (T CP \u003d 1400 ° C);

Zvýšení teploty spalin před rekuperátorem (t s p \u003d 850 ° C);

Zvýšení teploty spalin před kouřovým systémem (T CP \u003d 400 ° C);

Padající tlak chladicí vody (p CF \u003d 0,5 atm).

2.1.2 Stručná technické vlastnosti Hot Butting Line

Řezací linka obrobku je určena pro problém vytápěné tyče v nůžkách, řezání obrobku na požadované délky, odstranění řezných polotovarů z nůžek.

Stručná technická charakteristika horkého řezu je uvedena v tabulce 2.2.

Složení zařízení pro řezání horkým řezáním zahrnuje samotné nůžky (SCMZ návrhy) pro řezné polotovary, mobilní zastavení, přepravní válec, ochrannou obrazovku pro ochranu zařízení od tepelného záření z okna PSP vykládání. Nůžky jsou navrženy pro bezpresní řezání kovu, nicméně, v důsledku jakýchkoli nouzových příčin, je vytvořen zbytkový plazení, pak je instalován skluz a krabička v jámě, v blízkosti nůžek. V každém případě musí být činnost horkého řezu obrobku uspořádán tak, aby se eliminovala tvorba oříznutí.

Tabulka 2.2 - Stručné technické vlastnosti Hot Butting Line

Parametry řezné tyče
Délka, M.	4,0…10,0
Průměr, mm.	90,0…120,0
Maximální hmotnost, kg	880
Délka polotovarů, m	1,3...3.0
Teplotní tyče, asi s	1200
Výkon, PC / h	300
Přepravní rychlost, m / s	1
Zastavení pohybu, mm	2000
Váleček
Průměr hlavně, mm	250
Délka sudů, mm	210
Průměr na koni, mm	195
Krokové válce, mm	500
Spotřeba vody na válečkovém vodě chlazené, m 3 / h	1,6
Spotřeba vody pro válečkovou vodu ochlazenou vodou chlazenou písmeny, m3 / h	3,2
Spotřeba vody na obrazovce, m 3 / h	1,6
Úroveň zvuku, DB, ne více	85

Po zahřátí tyče a vydání, prochází termostatem (pro snížení poklesu teploty v délce obrobku), dosáhne mobilního zastavení a je řez na obrobku požadované délky. Po výrobě řezu se mobilní zaostření stoupá s pneumatickým válcem, prázdný je transportován válečkem. Po jeho průchodu klade důrazem, spadá do pracovní polohy a cyklus opakovaného použití se opakuje. Pro odstranění měřítka od válečkových válečků je nůžky pro řezání horkým řezem poskytuje hydrochlorinový systém, aby se odstranil okraj skluzu a přijímací skříňku. Sochor po opuštění válcovací čáry horkého řezu klesne na přijatý válcovací váleček.

2.1.3 Zařízení a technické specifikace hlavního a pomocného vybavení sekce firmwaru

Firmware je určen pro firmware kontinuálního sochoru do dutého rukávu. Na TPA-80 je 2-válcovaný firmware mlýn s barroidními nebo povzbuzujícími pravidly a vodicími pravidly. Technické vlastnosti firmwaru jsou uvedeny v tabulce 2.3.

Před firmwarem se nachází vodní chladný váleček, určený pro přijímání obrobku z horkého řezu a přepravy do středu. Válcování se skládá ze 14 vodních chladných válců s individuálním pohonem.

Tabulka 2.3 - Technické vlastnosti firmwaru

Rozměry šitého obrobku:
Průměr, mm.	100…120
Délka, mm.	1200…3350
Velikost gils:
Vnější průměr, mm	98…126
Tloušťka stěny, mm	14…22
Délka, mm.	1800…6400
Počet otáček hlavního pohonu, RPM	285…400
Převodovka převodovky	3
Výkon motoru, kw	3200
Úhel podávání, °	0…14
Válcová síla:
Maximální radiální, kn	784
Maximální axiální, kno	245
Maximální točivý moment na role, knm	102,9
Průměr dělnických válců, mm	800…900
Účelový šroub:
Největší pohyb, mm	120
Rychlost cestování, mm / s	2

CentralRower je navržen tak, aby se středisko prohloubilo o průměru 20 ... 30 mm a hloubkou 15 ... 20 mm na konci vyhřívaného dříku a je pneumatický válec, ve kterém bubeník se skluzavkami hrotů.

Po centraci vstupující prázdný vstup do mřížky pro následný přenos na recepci firmwaru.

Přední tabulka firmwaru je určen pro přijímání vyhřívaného sochoru, válcování mřížkou, kombinování osy obrobku s osou firmwaru a držet ji během firmwaru.

Na výstupní straně mlýna, válečkové jádra trn tyče, které podporují a chrání tyč, a to jak před firmwarem, tak v procesu firmwaru, když je v provozu vysoké axiální úsilí a jeho podélné ohýbání je možné.

V centrech je stacionární tvrdý mechanismus s otevírací hlavou, slouží k vnímání axiálního úsilí působícího na tyči s trnem, upravující polohu trnu v ohnisku deformace a přeskočení objímky za firmwarem.

2.1.4 Zařízení a technické vlastnosti hlavního a pomocného vybavení kontinuálního ocelového úseku

Kontinuální tábor je navržen tak, aby válcoval hrubé trubky o průměru 92 mm s tloušťkou stěny 3 ... 8 mm. Válcování se provádí na dlouhém plovoucím trnu o délce 19,5 m. Stručné technické vlastnosti kontinuálního mlýnu je uvedeno v tabulce 2.4., Tabulka 2.5. Jsou uvedeny převodové poměry převodovek.

Při válcování, kontinuální mlýn pracuje následovně: válcování za firmware ocelový objímka je transportována rychlostí 3 m / s do mobilního proudu a po zastavení, s použitím řetězového dopravníku je přenášen do mřížky před kontinuálním mlýnem a vrací se zpět na dávkovače pák.

Tabulka 2.4 - Stručná technická charakteristika kontinuálního mlýna

název		Hodnota
Vnější průměr trubky, mm		91,0…94,0
Tloušťka stěny trubky, mm		3,5…8,0
Maximální délka trubky, m		30,0
Průměr trnu kontinuálního mlýna, mm		74…83
Délka trn, m		19,5
Průměr vlků, mm		400
Délka hlaveň válce, mm		230
Průměr krku Rolls, mm		220
Vzdálenost mezi osami klece, mm		850
Průběh horního tlakového šroubu s novými válci, mm	Nahoru	8
	Dolů	15
Průběh spodního tlakového šroubu s novými válci, mm	Nahoru	20
	Dolů	10
Rychlost zvedání horního válce, mm / s		0,24
Frekvence otáčení motorů hlavního pohonu, otáčky		220…550

Pokud jsou na rukávu vady, ruční obsluha, která se otočí na překrytí a replikátoři jej řídí do kapsy.

Vhodná pouzdro s páky šikovné páky válce do skluzu, stlačuje svorky se svorkami, poté se vložka zavádí do objímky pomocí specifikačních válců. Po dosažení předního konce trnu předního řezání vložky je svorka uvolněna a objímka je nastavena do kontinuálního tábora s tlačnými válečky. Současně se rychlost otáčení tažných válečkových vláken a objímky nastavují tak, že v době, kdy se objímka zabaví první klec kontinuální mlýn, byl přední konec trnu tažen 2,5 ... 3 m.

Po válcování na nepřetržitém mlýnu vstupuje blackspread trubka s trnem do rypadla trn, stručná technická charakteristika je uvedena v tabulce 2.6. Poté se válcování trubek přepravuje do oblasti oříznutí zadního konce a je vhodné pro stacionární buničinu na část oříznutí zadního konce trubky, technické vlastnosti zařízení pozemku Plak je uveden v tabulce 2.7. Po dosažení trubky je vypouštěn šroubový šroub na mříži před vyrovnávacím válcovacím válcováním. Dále, trubkové válce podél mřížky na vyrovnávací válcovací válcování, je vhodný pro sklon, který určuje délku ořezávání, a kus mřížky je přenášen z vyrovnávacího válce na mřížce před válcovacím válcovacím válcováním .

Oříznutý konec trubky je přenášen dopravníkem pro čištění oříznutí do nádoby pro kovový šrot, umístěný mimo dílnu.

Tabulka 2.5 - Převodový poměr nepřetržitých mlýnových převodovek a výkonu motoru

Tabulka 2.6 - Stručné technické vlastnosti rypadla trnu

Tabulka 2.7 - Stručná technické vlastnosti sekce potrubí

2.1.5 Zásada provozu hlavního a pomocného vybavení sekce redukčního mlýna a lednice

Zařízení pro tuto sekci je určeno pro přepravu trubky tahu instalací indukční topení, válcování na redukčním mlýnu, chlazení a další přepravu do oblasti řezání za studena.

Vyhřívané trubky v přední části redukčního mlýna se provádí v nastavení vytápění Inz 9000/2,4 sestávající ze 6-topných bloků (12 induktorů) umístěných bezprostředně před redukčním mlýnem. Trubky Zadejte indukční instalaci jeden po dalším kontinuálním průtoku. V nepřítomnosti trubek z nepřetržitého mlýna (když se zastavení pronájmu) je dovoleno předložit indukční instalaci čekajících "studených" trubek. Délka trubek uvedených v instalaci by neměla být více než 17,5 m.

Typ redukčního mlýna - 24-kabel, 3 válce se dvěma referenčními polohou válce a individuální pohonné buňky.

Po válcování na redukčním mlýnu se trubka vstupuje buď do postřikovače a na chladicí stolu, nebo ihned na chladicí stolu, v závislosti na požadavcích na mechanické vlastnosti hotového trubky.

Konstrukční a technické vlastnosti postřikovače, stejně jako parametry chlazení trubek v něm jsou komerční tajné "dodávky" OJSC Crestovor "a v tomto dokumentu nejsou uvedeny.

Tabulka.2.8. Technická charakteristika topné jednotky je uvedena v tabulce 2.9.- Stručná technická charakteristika redukčního mlýna.

Tabulka 2.8 - Stručná technická charakteristika topné instalace INZ-9000 / 2.4

2.1.6 Zařízení pro řezání trubek pro měření délek

Pro řezání trubek na měřicích délkách v obchodě T-3, pilová pila řezací pila Wagnerova modelu byla použita modelem WVC 1600R, jejichž technické vlastnosti jsou uvedeny v tabulce. 2.10. Modely KV6R jsou také použity - technické vlastnosti v tabulce 2.11.

Tabulka 2.9 - Stručná technická charakteristika redukčního mlýna

Tabulka 2.10 - Technické vlastnosti pily WVC 1600R

Jméno parametru		Hodnota
Průměr řezaných trubek, mm		30…89
Šířka řezaných paketů, mm		200…913
Tloušťka stěny řezaných trubek, mm		2,5…9,0
Délka trubek po řezání, m		8,0…11,0
Délka plátky konců potrubí	Přední, mm.	250…2500
	Zadní, mm.
Průměr pilového kotouče, mm		1600
Počet zubů na pila, PCS	Segmenty	456
	Carwide.	220
Řezná rychlost, mm / min		10…150
Minimální pila, mm		1560
Podávání třmenu kotoučové pily, mm		5…1000
Maximální pevnost v tahu, N / mm 2		800

2.1.7 Zařízení pro editaci potrubí

Trubky nasekané na měření délky v souladu s objednávkou jsou odeslány na úpravu. Edit se provádí na správných strojích RVV320x8, určených pro editaci trubek a uhlíkových a nízkokallových ocelových tyčí a nízko legovaných razítek v chladném stavu se zdrojovým zakřivením do 10 mm za měsíční metr. Technické vlastnosti správného stroje RVV 320x8 je uveden v tabulce. 3.12.

Tabulka 2.11 - Technické vlastnosti pily KV6R

Jméno parametru	Hodnota
Šířka jednorázového balení, mm	Ne více než 855.
Šířka otvoru svorky obrobku, mm	Od 20 do 90
Průchod ve svislém směru klipů obrobku, mm	Ne více než 275.
Jednorázový pohyb třmenu, mm	650
Disk podávání otáček (plodotva) mm / min	Ne více než 800.
Rychlé zpětné kotoučové kotouče, mm / min	Ne více než 6500.
Řezná rychlost, m / min	40; 15; 20; 30; 11,5; 23
Délka lezeckého balení na boční straně, mm	Nejméně 250.
Upínací balíček Délka balení na příbuzné straně, mm	Ne méně než 200.
Průměr pilového kotouče, mm	1320
Počet segmentů na pily, PC	36
Počet zubů na segmentu, ks	10
Průměr zpracovaných trubek, mm	Od 20 do 90

Tabulka 2.12 - Technické vlastnosti správného stroje RVV 320x8

Jméno parametru		Hodnota
Průměr rovných trubek, mm		25...120
Tloušťka stěny rafinovaných trubek, mm		1,0...8,0
Délka trubek, m		3,0...10,0
Rychlost průtoku kovů rafinovaných trubek, KGF / mm 2	Průměr 25 ... 90 mm	Až 50.
	Průměr 90 ... 120 mm	Až 33.
Rychlost úpravy potrubí, m / s		0,6...1,0
Krok mezi osami válců, mm		320
Průměr válců v krku, mm		260
Počet rolí, ks	Řídit	4
	Líný	5
Rohové rohové rohlíky, °		45 ° ... 52 ° 21 '
Největší průběh horních válců z horního okraje dolní, mm		160
Roll otočení pohonu	typ motoru	D-812.
	Napětí, B.	440
	moc, kwt.	70
	Rychlost otáčení, RPM	520

2.2 Stávající technologie výroby potrubí na TPA-80 OJSC "Cruscharovavod"

Vstup do obrobku ve formě tyče, skladované v domácím skladu. Před spuštěním výroby se podrobí speciálnímu stojanu selektivní inspekcí, pokud je to nutné - opravit. V zařízení pro přípravu jsou stupnice instalovány pro řízení hmotnosti, spuštěné kovu ve výrobě. Sochy ze skladu s elektromostovým jeřábem jsou přiváděny do nakládací mřížky před pecí a naloženy do topné pece řídicím čerpadlem v souladu s harmonogramem a rychlostí pronájmu.

Dodržování schématu polotovarů se provádí vizuálně kovovou deskou. Úkla v troubě je naloženo individuálně v každém, jedním nebo více kroky vodicích desek pohyblivých paprsků v závislosti na pronájmu a multiplicitci řezu. Při změně stupně oceli, tavení a velikosti trubek, přistávací jednotka vytváří separaci ocelových stupňů, tavení následujícím způsobem: s délkou obrobku 5600-8000 mm, tavení se oddělí posunem prvních prvních prutů v šířka pece; Ocelové stupně jsou odděleny posunem čtyř prvních tyčí v šířce pece; Díky délce obrobku 9000-9800mm, oddělení ocelových stupňů, roztaví se od sebe navzájem se spáskem s intervalem 8-10 kroků, jakož i počítání množství vysazené v PSP a sochor Vydáno, které jsou řízeny PSP metalem zvýšením a nůžkami s horkým řezáním posypeme smířením s ovládacími panely. TPA-80; Při změně velikosti (válcovního mlýna) válcovacích trubek se plakát kov k pece zastaví za "5-6 kroky", aby zastavil mlýn, když kov zastavil na překlení, "stisknutí 5-6 kroků" zpět. Pohyblivé sochory přes pec se provádí třemi pohyblivými nosníky. V pozastavení, pohybující se cyklus, pohyblivé paprsky jsou instalovány na úrovni přívodu. Požadovaný čas zahřívání je zajištěno měřením doby kroku. Přetlak v pracovním prostoru by mělo být od 9,8 PA až 29,4 PA, průtok vzduchu  \u003d 1,1 - 1,2.

Při zahřátí v pecích polotovarů různých známek, doba vytápění je způsobena kovem, časem pobytu v troubě, která je největší. Vysoce kvalitní kovové vytápění je zajištěno jednotným průchodem polotovarů po celé délce pece. Vyhřívané sochory jsou vydávány na vnitřním riziku vykládání a jsou vydávány s horkou řeznou linii.

Chcete-li snížit spodní prádlo mezd během prostojů, termostat je poskytován na kolejové přepravě vyhřívaných polotovarů na nůžky, jakož i možnost návratu (na začlenění opačného) neřízl polotovary do trouby a najít ji během prostojů.

Během provozu je možné zastavení horké pece. Zastavení horké pece je zastavení bez vypnutí dodávky zemního plynu. Při horkých zastávkách jsou na úrovni pevných látek instalovány pohyblivé paprsky. Načítání a vykládání oken jsou zavřené. Koeficient průtoku vzduchu s "palivovou vzduchem" sekvencí klesá z 1,1-1,2 do 1,0: -1.1. Tlak v peci na úrovni úrovně se stává pozitivní. Při zastavení mlýna: Až 15 minut - teplota zón je instalována na dolním limitu a "Squeeze" kovu pro dva kroky; Od 15 minut do 30 minut - teplota v zónách III, IV, V, V se sníží o 20-40 0 s, v zónách I, II o 30-60 0 s od spodního limitu; Více než 30 minut - teplota ve všech zónách se sníží o 50-150 ° C ve srovnání s dolní hranicí v závislosti na délce nečinnosti. Polotovary jsou "hloupé" zpět na 10 kroků. S trvání prostojů od 2 do 5 hodin je nutné osvobodit od sochorů IV a v zóny pece. Sochy z zón I a II jsou vypouštěny do kapsy. Vykládání kovů se provádí kovovými podlahami s PU-1. Teplota v a IV zónách se sníží na 1000-I050 0 C. Na dorazích déle než 5 hodin je celá trouba uvolněna od kovu. Vzestup teploty se provádí krok o 20-30 ° C, přičemž rychlost zvyšování teploty 1,5-2,5 ° C / min. S nárůstem doby zahřívání kovu vzhledem k nízkém sazbě pronájmu se teplota v II, II, III sníží o b0 0 ° C, 40 0 \u200b\u200b° C, 20 0, v uvedeném pořadí, od spodního limitu, a teplota v zónách IV, V na nižších manažerech. Obecně platí, že během stabilního provozu celé jednotky je teplota v zónách distribuována následujícím způsobem (tabulka 2.13).

Po zahřátí, prázdné klesá na horkou řeznou linii obrobku. Složení zařízení pro řezání horkým řezným čárovým zařízením zahrnuje nůžky pro řezání obrobku, mobilní doraz, přepravní válec, ochrannou obrazovku pro ochranu zařízení před teplem z okna pro vykládání trouby se stepovacím poklesem. Po zahřátí tyče a vydávání, prochází termostatem, oslovit mobilní doraz a je řez na obrobku požadované délky. Po výrobě řezu se mobilní zaostření stoupá s pneumatickým válcem, prázdný je transportován válcováním. Po jeho průchodu pro zastávku je sestupován do pracovní polohy a nedávný cyklus pokračuje.

Tabulka 2.13 - Rozložení teploty v pecích podle zóny

Měřený sochor s válcováním pro nůžky je přenášen do středu. Převodovka je přenášena do mřížky před firmovým mlýnem, který se valí na zpoždění a když je výstupní strana připravena, je přenášena do skluzu, která je uzavřena víkem. S pomocí chudoby, když je sklizeň zvýšena, je prázdná zóna v deformační zóně. V zóně deformace je sochor firmware na trnu držel tyče. Rod spočívá na sklo tahu hlavy mechanismu pro nastavení tvrdohlavého, jehož otevření neumožňuje zámek. Podélné ohýbání tyče z axiálního úsilí vyskytující se během válcování je zabráněno uzavřenými středy, jejichž osy jsou rovnoběžné s osou tyče.

V pracovní poloze jsou válečky poháněny kolem tyče pneumatického válce přes pákový systém. Vzhledem k tomu, že přední konec přistupuje k rukávu, jsou válečky jádra konzistentně chováni. Po skončení firmwaru sochty, pneumatický válec se válí po prvních válcích, které pohybují objímku z válců, které mají být zachyceny tyčinkovými interceptorovými páčkami, pak se zámkem a přední hlavou budou přehnuty, vynikající a objímkové válce jsou sníženy při vysoké rychlosti. Při vysoké rychlosti se vydává pro tvrdohlavou hlavu.

Po firmwaru rukávu je válec transportován do mobilního zastavení. Dále se objímka pohybuje řetězový dopravník na vstupní stranu kontinuálního mlýnu. Po dopravníku objímky na šikmých mřížkách se válí do dávkovače, který zpožďuje objímku před vstupní stranou kontinuálního mlýna. Pod vedením šikmé mříže je kapsa pro sběr vadných rukávů. S nakloněnou mřížkou se objímka resetuje do přijímacího skluzu kontinuálního mlýna s klipy. V této době se do rukávu zavádí dlouhý trn s jedním párem třecích válečků. Po dosažení dopředného konce předního konce rukávu se svorka objímky uvolňuje, dvě páry tahových válečků a gilware s trnem jsou nastaveny do kontinuálního mlýna. Současně se rychlost otáčení tažných válečkových vláken a tahová válečky objímka vypočítá tak, že v době zachycení objímky první opony kontinuálního mlýnu, prodloužení trnu z objímky bylo 2,5-3,0 m. V tomto ohledu musí být lineární rychlost tažných válečků 2,25-2,5krát vyšší než lineární rychlost tažného rukávů.

Rolted trubky s trnem jsou střídavě přenášeny do osy jedné z Deigninous dílů. Hlava trnu prochází vložkou extraktoru a je zachycen vložením rukojeti a trubkou do kruhu Luban. Když se okrajový řetězec pohybuje, vyjde z trubky a spadne na řetězový dopravník, který jej přenáší na dvojí válcové válcování, přepravovat trny z obou extorterů v chladicí lázni.

Po vyjmutí trnu se hrubá trubka vstupuje na pily pro ořezávání konce zadní cívky.

Po indukčním topení je trubka nastavena v redukčním mlýně s dvaceti čtyř trilkových buněk. V redukčním mlýnu se počet operačních buněk stanoví v závislosti na velikosti velikosti válcovaných trubek (od 9 do 24 buněk) a přepravky jsou vyloučeny, počínaje 22 až po straně poklesu čísel buněk . CAGE 23 a 24 se účastní všech programů pro válcování.

Během válcování jsou válce kontinuálně chlazeny vodou. Když se trubky pohybují podél chladicího stolu v každém článku, nemělo by to být více než jedno potrubí. Při válcování permálních horkých deformovaných trubek určených pro výrobu čerpadla kompresorových trubek pevnostní skupiny "K" z ocelového stupně 37G2C po redukčním mlýnu se provádí zrychlené nastavitelné chlazení trubek v postřikovačech.

Průtok trubek přes postřikovač by měl být stabilizován při rychlosti redukčního mlýna. Kontrola nad stabilizací rychlosti provádí provozovatel podle provozní instrukce.

Po redukci trubky se zapíše do chladicího stolu s pěnkem, kde jsou chlazeny.

Za chladicí stolem se trubky shromažďují v jednovrstvých paketech pro řezání konců a řezání délek měření na pily řezání za studena.

Dokončené trubky dorazí na inspekční tabulku OTV, po kontrole, trubky jsou spojeny s balíčky a zasílány do skladu hotových výrobků.

2.3 Odůvodnění Konstrukční řešení

S nádherným redukcí trubek s napětím na PPP je významný podélný rozdíl konců trubek. Příčinou terminálního chodníku trubek je nestabilita axiálního napětí v režimech nestacionární deformace při plnění a uvolněném pracovním buňkám mlýny s kovem. Koncové pozemky jsou sníženy za podmínek podstatně menších podélných tažných napětí než hlavní (průměrný) část trubky. Zvýšení tloušťky stěny na koncových oblastech, lepší než přípustné odchylky, je nutné odstranit značnou část hotové trubky

Normy koncového řezání snížených trubek na TPA-80 OJSC "Cruscharovavod" jsou uvedeny v tabulce. 2.14.

Tabulka 2.14 - Vydávání trubek trubek na TPA-80 OJSC "Dodávky Crocker"

2.4 Zdůvodnění konstrukčních řešení

S nádherným redukcí trubek s napětím na PPP je významný podélný rozdíl konců trubek. Příčinou terminálního chodníku trubek je nestabilita axiálního napětí v režimech nestacionární deformace při plnění a uvolněném pracovním buňkám mlýny s kovem. Koncové pozemky jsou sníženy za podmínek podstatně menších podélných tažných napětí než hlavní (průměrný) část trubky. Zvýšení tloušťky stěny v koncových oblastech, lepší než přípustné odchylky, je nutné odstranit významnou část hotové trubky.

Normy koncového řezání snížených trubek na TPA-80 OJSC "Cruscharovavod" jsou uvedeny v tabulce. 2.15.

Tabulka 2.15 - Řezání konců trubek na TPA-80 OJSC "Crossow

kde pc-přední zesílený konec trubky; Zk- Zadní zesílený konec trubky.

Přibližně roční ztráta kovů v zahušťovaných koncích trubek v Workshopu T-3 OR OJSC "Crossavod" tvoří 3000 tun. Při řezání délky a hmotnosti obřezaného zesíleného konce trubek o 25%, roční nárůst zisku bude přibližně 20 milionů rublů. Úspory nákladů se navíc uloží na řezání paketů paketu, elektřiny, atd.

Kromě toho, při výrobě allplaying blank pro přehozené workshopy, je možné snížit podélný rozdíl v trubkách, uloženým kovem v důsledku poklesu podélných příček, které mají být použity pro další zvýšení výroby za tepla válcované a za studena deformované trubky .

3. Vývoj řídicích algoritmů pro redukční mlýn TPA-80

3.1 Podmínka otázky

Kontinuální trubkové válcovací jednotky jsou nejslibnější vysoce výkonné rostliny pro výrobu teplovzdušných trubek vhodnými třídějícími.

Agregáty zahrnují firmware, kontinuální baldachýn a redukční protahovací mlýny. Kontinuita technologického procesu, automatizace všech dopravních operací, velká délka válcovaných trubek poskytuje vysoký výkon, kvalitní trubky přes povrchové a geometrické velikosti

V posledních desetiletích se intenzivní vývoj výroby potrubí metodou nepřetržitého válcování: postavený a uvedený v provozu (v "Itálii, Francii, USA, Argentině) byly postaveny, zrekonstruované (v Japonsku) Neustálé vahy, vybavení pro nové workshopy (v Prc) byl vyvinut, vyvinutý a projekty pro výstavbu workshopů (ve Francii, Kanadě, USA, Japonsko, Mexiko) jsou představeny.

Ve srovnání s agregáty uvedenými do provozu v 60. letech mají nové mlýny významné rozdíly: jsou vyrobeny především trubkami ropného rozsahu a v souvislosti s workshopy, velké plochy jsou postaveny pro dokončení těchto trubek, včetně zařízení pro demlarkování konce, tepelné zpracování, řezací trubky, produkce spojů atd.; Rozsah velikostí trubek byl významně expandován: maximální průměr vzrostl z 168 do 340 mm, tloušťka stěny je od 16 do 30 mm, která se stala v důsledku vývoje procesu válcování na dlouhém trnu, pohybující se při nastavitelné rychlosti, místo plovoucího. Nové agregáty válcování trubek využívají nepřetržitý blank (čtverec a kulaté), což zajišťovalo výrazné zlepšení technických a ekonomických ukazatelů jejich práce.

Prstencové pece (TPA 48-340, Itálie) jsou stále široce používány k ohřev polotovarů (TPA 48-340, Itálie), spolu s tím, začnou používat pece s chůznou stranou (TPA 27-127, Francie, TPA 33 -194, Japonsko). Ve všech případech je vysoká výkonnost moderní jednotky zajištěna nastavením jedné pece velké, jednotkový výkon (výkon až 250 t / h). Pro topné trubky před redukcí (kalibrace) se používají pece s vyčnívajícími paprsky.

Hlavní mlýn pro získání rukávů pokračuje zůstat dvoubarevný ocelový válcovna, jehož konstrukce se zlepšuje, například nahrazením stacionárních vedení s disky vedení pohonu. V případě použití čtverečních sochorů, šroubovací mlýn v technické linii předchází buď lisovací mlýn (TPA 48-340 v Itálii, TPA 33-194 v Japonsku), nebo mlýn pro kalibraci obličeje a lis pro hluboký držák (TPA 60-245, Francie).

Jedním z hlavních směrů pro další vývoj kontinuální metody válcování je použití trn pohybujících se při nastavitelné rychlosti v procesu válcování, místo plovoucích. S pomocí zvláštního mechanismu, který vyvíjí retenční sílu 1600-3500 kN, je vložka nastavena na určitou rychlost (0,3-2,0 m / s), která je podporována buď, dokud je trubka zcela odstraněna z trnu během trnu Válcovací proces (držený trnem) nebo na určitý okamžik začíná, ze kterého se certifikát pohybuje jako plovoucí (částečně udržovaný trn). Každá z těchto metod může být použita při výrobě trubek určitého průměru. Pro trubky malého průměru, způsob válení na plovoucím trnu, střední (až 200 mm) - na částečně držené, velké (až 340 mm nebo více) - na držené.

Aplikace na tradičních mlýnů pohybující se při nastavitelné rychlosti (držené, částečně držené) výměnou za plovoucí, poskytuje významnou expanzi třídění, zvýšení délky potrubí a zvýšení jejich přesnosti. Představují zájem samostatných řešení pro konstrukci; Například použití tyče firmwaru jako částečně udržovaného trnu kontinuálního mlýnu (TPA 27-127, Francie), extraovaného vstupu trnu v objímce (TPA 33-194, Japonsko).

Nové agregáty jsou vybaveny moderními redukčními a kalibračními mlýny a nejčastěji se používá jeden z těchto mlýnů. Chladicí stoly jsou navrženy tak, aby přijímaly trubky po redukci bez předběžného řezání.

Vyhodnocení aktuálního všeobecného stavu automatizace trubek, lze zaznamenat následující funkce.

Dopravní operace související s pohybem válcovaného a nástrojem v přístroji jsou automatizovány poměrně plně za použití tradičních místních (především nekontaktních) automatizačních zařízení. Na základě těchto zařízení bylo možné zavést vysoce výkonné jednotky s nepřetržitým a diskrétním technologickým procesem.

Vlastně technologické procesy a dokonce i individuální operace na trubkových mlýnech jsou zatím automatizovány, není zjevně dostatek a v této části je jejich úroveň automatizace znatelně nižší než dosažené, například v oblasti nepřetržitých listových mlýnů. Pokud se používání strojních strojů pro ovládání (UMM) pro listnaté mlýny stalo prakticky široce uznávaným standardem, pak pro trubky, příklady jsou stále singly v Rusku, i když v současné době existuje vývoj a implementace ACS TP a Asupu se stala normou. Mezitím na řadě trubkových mlýnů v naší zemi existují především příklady průmyslového provádění jednotlivých subsystémů automatizovaných kontrolních technologických procesů s využitím specializovaných zařízení prováděných pomocí logiky polovodičů a prvků výpočetní techniky.

Výrazný stav je způsoben dvěma okolnostmi. Na jedné straně, až do nedávné doby, požadavky na kvalitu a především na stabilitu velikostí trubek, s ohledem na jednoduché prostředky (zejména racionální struktury zařízení mlýnu). Tyto podmínky nestimulují perfektnější a přirozeně složitější vývoj, například s použitím poměrně nákladné a ne vždy dostatečně spolehlivé UMM. Na druhé straně bylo možné využití speciálních nestandardních automatizačních technik možných pouze pro jednodušší a méně účinných úkolů, zatímco existovaly značné náklady času a prostředky pro rozvoj a výrobu, což nepřispívá k pokroku v regionu pod zvážení.

Nicméně, zvýšení moderních požadavků na výrobu potrubí, včetně kvality trubek, nemohou být spokojeni s tradičními řešeními. Navíc jako praxe ukazuje významný podíl úsilí o splnění těchto požadavků, a v současné době je nutné tyto režimy automaticky měnit během válcovacích trubek.

Moderní úspěchy v oblasti řízení elektrického pohonu a různých automatizačních technických prostředků, především v oblasti mini-počítačového a mikroprocesorového vybavení, umožňují radikálně zlepšit automatickou automatizaci trubkových mlýnů a agregátů, překonat různé výrobní a ekonomické omezení.

Použití moderních technických prostředků pro automatizaci předpokládá současný nárůst požadavků na správnost úkolů a výběr způsobů, jak je vyřešit, a zejména - k volbě nejefektivnějších způsobů ovlivnění technologických procesů, řešení tohoto úkolu Může být usnadněno analýzou stávajících nejúčinnějších technických řešení pro automatizaci trubek.

Studie neustálých palivových jednotek jako automatizační zařízení ukazují, že existují značné zásoby dalšího posílení technických a ekonomických ukazatelů automatizací technologického procesu válcovacích trubek na těchto agregátech.

Při válcování v kontinuálním mlýnu na dlouhém plovoucím trnu je terminál podélný rozdíl také veden. Tloušťka stěny zadních konců trubek trubek je větší než polovina 0,2-0,3 mm. Délka zadního konce se zesílenou stěnou se rovná 2-3 mezivrstvým mezerám. Zahušení stěny je doprovázeno zvýšením průměru na místě, vyznačující se na jednom mezerách mezery ze zadního konce trubky. V důsledku přechodových režimů je tloušťka čelního konce stěny 0,05-0,1 mm menší než uprostřed, když válcování s napětím stěny předních konců trubek je také zesílena. Podélný rozdíl v černých trubkách se udržuje na následném redukci a vede ke zvýšení délky zadního střihu zesilovaných konců hotových trubek.

Při válcování v redukčních protahovacích mlýnech je stěna konců trubek zesílena v důsledku poklesu napětí ve srovnání s instalovaným režimem, ke kterému dochází pouze při plnění 3-4 centů. Konce trubek se zesílenou stěnou jsou odříznuty a přidružený kovový odpad způsobuje, že sypký podíl celkového spotřebního koeficientu na jednotce.

Celková povaha podélné chodníku trubek po kontinuálním mlýnu je téměř zcela přenesena do hotových trubek. To je přesvědčeno výsledky válcovacích trubek s rozměry 109 x 4,07 - 60 mm při pěti režimech napětí na redukčním mlýnu instalace 30-102 YUTS. V procesu experimentu v každém vysokorychlostním režimu bylo vybráno 10 trubek, z nichž svorkovnice byly řezány v 10 částech dlouhých 250 mm, a tři trysky byly odříznuty ze středu, umístěné ve vzdálenosti 10, 20 a 30 m od předního konce. Po tloušťce tloušťky stěny na přístroji dešifrování diagramů par a v průměru údajů byly konstruovány grafické závislosti, které jsou uvedeny na Obr. 54.

Tak výrazné složky celkového díla trubek mají významný dopad na technické a ekonomické ukazatele provozu kontinuálních jednotek, jsou spojeny s fyzikálními vlastnostmi válcovacích procesů v kontinuálních a redukčních mlýnech a mohou být odstraněny nebo významně sníženy Speciálními automatickými systémy, které mění nastavení mlýna v procesu válcovací trubky. Legistivorní povaha těchto složek dlažby vám umožní používat princip softwaru managementu v srdci těchto systémů.

Ostatní technická řešení Úkoly pro redukci koncového odpadu během redukce pomocí automatických systémů řízení procesů pro válcovací trubky v redukčním mlýnu s individuálním pohonem (patenty FRG č. 1602181 a UK 1274698). V důsledku změn rychlostí rolí, při válcování předních a zadních konců trubek vytváří přídavná tahová síla, která vede ke snížení terminálních podélných příček. Existují informace, že takové systémy korekce softwaru rychlosti hlavních pohonů redukčního mlýna pracují na sedmi agregátů válcováním cizích trubek, včetně dvou jednotek s nepřetržitými mlýny v Mülgeym (Německo). Agregáty jsou dodávány společností Mannesmann (Německo).

Druhá jednotka byla napájena v roce 1972 a zahrnuje 28-soustředěný redukční mlýn s jednotlivými pohony, vybavený systémem korekce otáček. Změny rychlostí při průchodu konců trubek se provádějí v prvních deseti buňkách, postupné, jako přísady do provozní hodnoty rychlosti. Maximální změna rychlosti probíhá na bedně číslo 1, minimální - na bedně číslo 10. Jako snímače polohy potrubí končí v mlýně, což vede příkazy ke změně rychlosti, photorele se používají. V souladu s přijatým schématem korekce otáček se výživa jednotlivých ovladačů prvních deseti buněk provádí na schématu proti paramelu, následné buňky - ne-experimentálním schématem. Je třeba poznamenat, že korekce rychlostí redukčních mlýnských pohonů umožňuje zvýšit výtěžek vhodné jednotkou o 2,5% se smíšeným výrobním programem. S rostoucím stupněm redukčního průměru se tento účinek zvyšuje.

Existují podobné informace o vybavení dvaceti redukčního mlýna ve Španělsku, systém korekce otáček. Změny rychlostí provedením prvních 12 buněk. V tomto ohledu jsou také poskytovány různé systémy napájení.

Je třeba poznamenat, že zařízení redukčních mlýnů v kompozici kontinuálních agregátů válcování trubek systému korekce otáček neumožňuje plně vyřešit problém snižování koncového odpadu během redukce. Účinnost těchto systémů by se měla snížit s poklesem stupně redukce v průměru.

Systémy technologického procesu softwarového oddělení jsou nejjednodušší při provádění a poskytují velký ekonomický efekt. S jejich pomocí je však možné zvýšit přesnost velikostí trubek pouze snížením jednoho ze tří složek - podélná dlažba. Jako studie show, hlavní podíl na obecném rozptylu tloušťky stěn hotových trubek (asi 50%) klesne na příčný rozdílu. Výkyvy ve středně tloušťce trubkových stěn v šarží jsou asi 20% celkového rozptylu.

V současné době je snížení příčné variace možné pouze zlepšením technologického procesu válcovacích trubek na mlýny, které jsou součástí jednotky. Příklady použití automatických systémů pro tyto účely nejsou známy.

Stabilizace středních tloušťek stěn trubek v dávkách je možná jak zlepšením válcovací technologie, konstrukce buněk a elektrického pohonu a přes automatické systémy řízení procesů. Snížení rozptylu tloušťky stěn trubek v dávce umožňuje výrazně zvýšit produktivitu agregátů a snížit spotřebu kovu v důsledku válcování v oblasti mínus tolerancí.

Na rozdíl od softwarových systémů, systémy určené ke stabilizaci průměrných tloušťek stěn trubek by měly zahrnovat jejich složení senzorů kontroly geometrických velikostí trubek.

Technické návrhy je známo, že střídají redukční mlýny automatickou stabilizací tloušťky trubky trubky. Struktura systémů nezávisí na typu jednotky, která obsahuje redukční mlýn.

Komplex procesních řídicích systémů pro válcování trubek v kontinuálních a redukčních mlýnech určených ke snížení koncového odpadu během redukce a zvyšování přesnosti trubek snížením podélné chodníku a rozptylu průměrné tloušťky stěny tvoří ACS agregátu.

Použití počítačů pro řízení výroby a automatizace technologického procesu válcovacích trubek bylo poprvé implementováno na kontinuální válcovací jednotce 26-114 v Mülgeym.

Jednotka je určena pro válcování s potrubím 26-114 mm, tloušťka stěny je 2,6-12,5 mm. Agregát obsahuje kruhovou pec, dva firmware mlýny, s nepřetržitým mlýnem 9-CENOE a 24-core redukční mlýn s individuálním pohonem z motorů 200 kW.

Druhá jednotka s nepřetržitým mlýnem v Mülgeym, upevněná v roce 1972, je vybavena výkonnějším počítačem, ke kterému jsou přiřazeny širší funkce. Jednotka je navržena tak, aby válcovací trubky o průměru až 139 mm, tloušťka stěny je až 20 mm a skládá se z firmwaru, osm kabelového kontinuálního mlýnu a dvaceti redukčního mlýnu s individuálním pohonem.

Kontinuální válcovací jednotka v Británii, rozbité v roce 1969 je také vybavena počítačem, který se používá k naplánování zatížení jednotky a jako informační systém nepřetržitě řídí parametry válcovaného a nástrojového systému. Kontrola kvality trubek a polotovarů, jakož i přesnost nastavení mlýna, se provádí ve všech fázích technologického procesu. Informace z každého mlýna vstoupí do počítače pro zpracování, po kterém je vydáván pro mlýny pro provozní řízení.

Ve slovu se úkol automatizačních procesů automatizace snaží v mnoha zemích vyřešit, vč. a naše. Chcete-li rozvíjet matematický model správy nepřetržitých mlýnů, je nutné znát vliv specifikovaných technologických parametrů na přesnost hotových trubek, pro to je nutné zvážit vlastnosti nepřetržitého válcování.

Funkce redukce trubek s napětím je vyšší kvalita produktu v důsledku tvorby menších příčných variací, na rozdíl od válcování bez napětí, jakož i možnost získání malých průměrů. S tímto válcováním je však na koncích trubek pozorován zvýšený podélný rozdíl. Zahušené konce během redukce napětí jsou vytvořeny v důsledku skutečnosti, že přední a zadní konce trubky při průchodu jádra nejsou vystaveny úplnému účinku napětí.

Napětí se vyznačuje velikostí protahovacího napětí v trubce (x). Nejúplnějším charakteristikou je plastový koeficient napětí, který představuje poměr napětí podélného protahovacího potrubí na odolnost proti deformaci kovu v bedně.

Obvykle je redukční mlýn naladěný takovým způsobem, že plastový koeficient napětí ve středně velkých buňkách je rovnoměrně rozložen. V prvních a nedávných buňkách dochází ke zvýšení a snížení napětí.

Pro zesílení procesu redukce a získání tenkostěnných trubek je důležité znát maximální napětí, které lze vytvořit v redukčním mlýnu. Maximální hodnota koeficientu plastového napětí v mlýně (z max) je omezena na dvě faktory: tahání schopnosti válců a podmínek lámání trubky v mlýně. V důsledku výzkumu bylo zjištěno, že s celkovou kompresí trubek v mlýně na 50-55% je Z max omezen na tažnou schopnost válců.

Workshop T-3 spolu s EFI, VNIPI "Tyazhpromelektroproekt" a Enterprise "Ask" vytvořil základ systému ACS-TP na jednotce TPA-80. V současné době tyto komponenty tohoto systému fungují: UZN-N, UZN-P, komunikační linku Ethernet, všechny zbraně.

3.2 Válcování stolu

Hlavním principem konstrukce technologického procesu v moderních instalacích je získat na kontinuální mlýn trubek jednoho trvalého průměru, který umožňuje použití polotovaru a objímku je také trvalý průměr. Získání trubek požadovaného průměru je zajištěno snížením. Takový pracovní systém je mnohem jednodušší a zjednodušuje nastavení mlýna, snižuje síťový park a co je nejdůležitější, umožňuje udržovat vysoký výkon celé jednotky i při válcování trubek minimálně (po redukci) průměru.

Valivý stůl počítá proti válcovacímu zdvihu podle popsané metody. Vnější průměr trubky po redukci je určen velikostí posledního páru válců.

D P 3 \u003d (1,010..1,015) * d o \u003d 1,01 * 33,7 \u003d 34 mm

kde d p je hotová trubka po redukčním mlýně.

Tloušťka stěny po kontinuálních a redukčních mlýnech by měla být rovna tloušťce stěny hotové trubky, tj. S H \u003d SP \u003d S O \u003d 3,2 mm.

Vzhledem k tomu, že po nepřetržitém mlýnu vyjde trubka jednoho průměru, pak přijmeme D H \u003d 94 mm. V kontinuálních mlýnech, kalibrace válce zajišťuje získání v posledních párních válcích vnitřního průměru trubky větší než 1-2 mm průměru, takže průměr trnu bude roven:

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

Přijímáme průměr trnu rovného 85 mm.

Vnitřní průměr objímky musí poskytovat volné podávání trnu a trvá 5-10 mm větší než průměr trnu

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

Stěna rukávu přijímá:

S r \u003d s h + (11..14) \u003d 3,2 + 11,8 \u003d 15 mm.

Vnější průměr rukávů je určen na základě velikosti vnitřního průměru a tloušťky stěny:

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

Průměr použitého sloupku D з \u003d 120 mm.

Průměr trnu firmwaru je vybrán s přihlédnutím k velikosti válcování, tj. Zvednutí vnitřního průměru objímky tvořícího se od 3% do 7% vnitřního průměru:

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

Koeficienty výkresu pro firmware, kontinuální a redukční mlýny jsou určeny vzorce:

,

Společný koeficient kapuce je:

Podobně se vypočítá válcovací stůl pro trubky o velikosti 48,3 × 4,0 mm a 60,3 × 5,0mm.

Válcovací tabulka je uvedena v tabulce. 3.1.

Tabulka 3.1 - Klepněte na Tape-80

Velikost hotových trubek, mm		Průměr obrobku, mm	Firmware Stan.				Nepřetržitý Stan.				Snížení Stanu.				Společný koeficient kapoty
Vnější průměr	tloušťka stěny		Velikost rukávu, mm		Průměr trnu, mm	Extrase koeficient	Velikosti trubek, mm		Průměr trnu, mm	Extrase koeficient	Velikost trubek, mm		Počet buněk	Extrase koeficient
			Průměr	tloušťka stěny			Průměr	tloušťka stěny			Průměr	tloušťka stěny
33,7	3,2	120	125	15	88	2,20	94	3,2	85	5,68	34	3,2	24	2,9	36,24
48,3	4,0	120	125	15	86	2,2	94	4,0	84	4,54	48,6	4,5	16	1,94	19,38
60,3	5,0	120	125	18	83	1,89	94	5,0	82	4,46	61,2	5,0	12	1,52	12,81

3.3 Kalibrace redukčních válců

Kalibrace válců je důležitou součástí výpočtu provozního režimu. To do značné míry určuje kvalitu trubek, trvanlivost nástroje, rozložení zatížení v pracovních buňkách a pohonu.

Kalibrační výpočet válců zahrnuje:

a) Rozložení soukromých deformací ve městech mlýna a počítání průměrných průměrů obav;

b) Stanovení velikosti obvodů ventilů.

3.3.1 Distribuce soukromých deformací

Podle povahy změn v soukromých deformacích klece redukčního mlýnu lze rozdělit do tří skupin: hlava na začátku mlýna, ve kterém jsou komprese intenzivně zvyšovány v průběhu válcování; Kalibrace (na konci mlýna), ve kterém se deformace sníží na minimální hodnotu a skupina buněk mezi nimi (průměr), ve kterých jsou soukromé deformace maximální nebo blízké.

Při válcování trubek s napětím velikosti soukromých deformací se provádí na základě stavu stability profilu trubky s velikostí plastového napětí, které poskytuje předem stanovenou trubku.

Koeficient obecného plastového napětí může být stanoven vzorcem:

,

kde - axiální a tangenciální deformace v logaritmické formě; Hodnota je určena v případě triviálního kalibru vzorcem

T \u003d. ,

kde (s / d) cp je průměrný poměr tloušťky stěny na průměr pro období kmene trubky v mlýně; K-koeficient s přihlédnutím ke změně stupně tloušťky trubky.

,

,

kde m je hodnota celkové deformace trubky v průměru.

.

,

.

Velikost kritické soukromé komprese s tímto koeficientem plastového napětí, podle toho může dosáhnout 6% ve druhé bedně, 7,5% ve třetí kleci a 10% ve čtvrté kleci. V prvních bednách se doporučuje přijímat v rozmezí 2,5-3%. Pro zajištění stabilního zachycení je však obvykle snížena velikost komprese.

V premeditonu a pokutách mlýna je také snížena komprese, ale snížit zatížení na válcích a zvýšit přesnost hotových trubek. V poslední kleci kalibrační skupiny se komprese bere rovna nule, předposlední-až 0,2 komprese v poslední kleci střední skupiny.

V střední skupina Celes jsou praktikovány jednotnou a nerovnoměrnou distribuci soukromých deformací. S jednotným rozložením komprese ve všech buňkách této skupiny jsou trvalé. Nerovnoměrné rozložení soukromých deformací může mít několik možností a charakterizováno následujícími zákony:

komprese ve střední skupině je proporcionálně snížena z prvních buněk do druhého spadajícího režimu;

v několika prvních buňkách střední skupiny se sníží soukromé deformace a zbytek je trvalý;

komprese ve střední skupině nejprve se zvyšuje a pak sníží;

v několika prvních buňkách střední skupiny jsou soukromé deformace ponechány trvalé a v zbytek se sníží.

S klesajícími deformačními režimy v průměrné skupině buněk se sníží rozdíly v hodnotě válcovacího výkonu a zatížení zátěže, způsobené růstem odolnosti proti deformaci kovu jako válcování v důsledku snížení jeho teploty a zvýšení rychlosti deformace. Předpokládá se, že snížení stlačení do konce mlýna také umožňuje zlepšit kvalitu vnějšího povrchu trubek a snížit příčný rozdílu.

Při výpočtu kalibrace válců přijímáme rovnoměrné rozložení sloučenin.

Velikost soukromých deformací v mlýnech jsou znázorněny na Obr. 3.1.

Distribuce sloučenin

Na základě přijatých hodnot soukromých deformací mohou být průměrné průměry kalibrů vypočítán vzorcem

.

Pro první kleci mlýna (I \u003d 1) D I -1 \u003d D 0 \u003d 94 mm, pak

mm.

Vypočteno pro tento vzorec, průměrné průměry kalibrů jsou uvedeny v dodatku.1.

3.3.2 Stanovení velikosti otvorů ventilů

Tvar kalibrů triviálních copánků je znázorněno na Obr. 3.2.

Oválný kalibr je odvozen z poloměru RC Center, posunutý vzhledem k ose válcování excentricitou Excentricity Excentricity.

Forma kalibru

Hodnoty poloměru a excentricity kalibrů jsou určeny šířkou a výškou kalibrů podle vzorců:

Pro určení velikosti kalibru je nutné znát hodnoty svých polotovarů A a B a pro jejich definici - hodnotu oválnosti kalibru

Chcete-li určit inovalitu kalibru, můžete použít vzorec:

Indikátor C výkonu C charakterizuje možné množství rozšíření v kalibru. Během redukce triviálních buněk je q \u003d 1,2 odebráno.

Hodnoty semi-os ráže jsou určeny závislostí:

kde koeficient F-korekce, který může být vypočítán přibližným vzorcem

Vypočítáme velikost kalibru podle výše uvedených vzorců pro první bednu.

Pro jiné buňky je výpočet proveden stejným způsobem.

V současné době se tón válce provádí po instalaci válců do pracovní klece. Nápokonce vede na speciální stroje kulaté řezačky. Vyvrtávací obvod je znázorněn na Obr. 3.3.

Obr. 3.3 - Schéma nudného kalibru

Pro získání kalibru s předem stanovenými hodnotami A a B je nutné určit průměr frézy D F a jeho posunutí vzhledem k rovině os rolovacích os (parametr x). D F a X jsou určeny následujícím matematicky přesným vzorcem:

Pro triviální úhel frézování A je 60 ° .DI - perfektní průměr válců, di \u003d 330mm.

Vypočteno podle výše uvedených vzorců hodnot jsou shrnuty v tabulce. 3.2.

Tabulka 3.2 - Kalibrace rolí

Clay číslo	d, mm.	m,%	a, mm.	b, mm.	r, mm.	e, mm.	D F, mm	X, mm.
1	91,17	2,0	45,60	45,50	45,80	0,37	91,50	8,11
2	87,07	4,5	43,60	43,40	43,80	0,35	87,40	8,00
3	82,71	5,0	41,40	41,20	41,60	0,33	83,00	7,87
4	78,58	5,0	39,30	39,20	39,50	0,32	78,80	7,73
5	74,65	5,0	37,40	37,20	37,50	0,3	74,90	7,59
6	70,92	5,0	35,50	35,40	35,70	0,28	71,20	7,45
7	67,37	5,0	33,70	33,60	33,90	0,27	67,60	7,32
8	64,00	5,0	32,00	31,90	32,20	0,26	64,20	7,18
9	60,80	5,0	30,40	30,30	30,60	0,24	61,00	7,04
10	57,76	5,0	28,90	28,80	29,00	0,23	58,00	6,90
11	54,87	5,0	27,50	27,40	27,60	0,22	55,10	6,76
12	52,13	5,0	26,10	26,00	26,20	0,21	52,30	6,62
13	49,52	5,0	24,80	24,70	24,90	0,2	49,70	6,48
14	47,05	5,0	23,60	23,50	23,70	0,19	47,20	6,35
15	44,70	5,0	22,40	22,30	22,50	0,18	44,80	6,21
16	42,46	5,0,	21,30	21,20	21,30	0,17	42,60	6,08
17	40,34	5,0	20,20	20,10	20,30	0,16	40,50	5,94
18	38,32	5,0	19,20	19,10	19,30	0,15	38,50	5,81
19	36,40	5,0	18,20	18,10	18,30	0,15	36,50	5,69
20	34,77	4,5	17,40	17,30	17,50	0,14	34,90	5,57
21	34,07	2	17,10	17,00	17,10	0,14	34,20	5,52
22	34,07	0	17,10	17,00	17,10	0,14	34,20	5,52
23	34,00	0	17,00	17,00	17,00	0	34,10	5,52
24	34,00	0	17,00	17,00	17,00	0	34,10	5,52

3.4 Výpočet rychlosti

Výpočet vysokorychlostního režimu provozu mlýna je určení počtu otáček válců a na nich čísla otáčení motorů.

Při válcování trubek s napětím, velký vliv na změnu ve tloušťce stěny je velikost plastového napětí. V tomto ohledu je nejprve nezbytné stanovit koeficient obecného plastového napětí na celkově celkem, který by zajistil získání zdi. Výpočet Z byl obecně uveden v článku 3.3.

,

kde je koeficient, který bere v úvahu vliv zónových zón deformace:

;

l I - Délka oblouku:

;

- úhel zachycení:

;

f je koeficient tření, přijímáme f \u003d 0,5; A - počet válců v bedně a \u003d 3.

V první pracovní kleci Z1 \u003d 0. V následujících buňkách je možné vzít z n i -1 \u003d z z.

,

;

;

.

Nahrazení výše uvedených vzorců pro první bedny dostat:

mm;

;

;

;

; ;

mm.

Po provedení podobných výpočtů pro druhé bedny, následující výsledky získané: Z p2 \u003d 0,42, s 2 \u003d 3,251 mm, z p3 \u003d 0,426, s 3 \u003d 3,252 mm, z p4 \u003d 0,446, s 4 \u003d 3 258 mm. Na tomto výpočtu Z P I, podle výše uvedené metody, zastavte, protože Z P2\u003e Z je spokojen.

Ze stavu kompletního skluzu určujeme maximální možné napětí z S v poslední deformační kleci, tj. Z21. V tomto případě předpokládáme, že Z P21 \u003d 0.

.

mm;

;

;

Tloušťka stěny před 21. bednou, tj. S 20, můžete určit vzorec:

.

;

; ;

mm.

Po provedení podobných výpočtů pro 20. klec, následující výsledky získané: Z20 \u003d 0,357, S 19 \u003d 3,178 mm, Z X19 \u003d 0,396, S 18 \u003d 3,168 mm, Z X18 \u003d 0,416, S 17 \u003d 3,151mm, Z x17 \u003d 0,441, S 16 \u003d 3,151 mm. Na tomto výpočtu Z P jsem přestal, protože Podmínka Z14\u003e Z je splněna.

Vypočtené hodnoty tloušťky stěny v mlýnech jsou uvedeny v tabulce. 2.20.

Pro určení počtu otáček válců, musíte znát průměry válcování rolí. Chcete-li určit průměry válcování, můžete použít vzorce uvedené v:

, (2)

kde d v i je průměr role nahoře;

.

Pokud Výpočet průměru válcování rolí by měl být prováděn rovnicí (1), pokud tento stav není proveden, je nutné použít (2).

Hodnota charakterizuje polohu neutrální čáry v případě, kdy se provádí paralelně (z hlediska) osy válcování. Ze rovnovážného stavu v oblasti deformace pro toto místo skluzu

,

Pokrytí vstupní rychlosti válcování v QQ \u003d 1,0 m / s, vypočteno počet otáček válců první bedny

otáčky.

Zapnutí zbytku kabelů nalezených vzorcem:

.

Výsledky výpočtu rychlosti režimu jsou uvedeny v tabulce 3.3.

Tabulka 3.3 - Výsledky výpočtu rychlosti

Clay číslo	S, mm.	DCAT, mm.	n, rpm.
1	3,223	228,26	84,824
2	3,251	246,184	92,917
3	3,252	243,973	99,446
4	3,258	251,308	103,482
5	3,255	256,536	106,61
6	3,255	256,832	112,618
7	3,255	260,901	117,272
8	3,255	264,804	122,283
9	3,254	268,486	127,671
10	3,254	272,004	133,378
11	3,254	275,339	139,48
12	3,253	278,504	146,046
13	3,253	281,536	153,015
14	3,252	284,382	160,487
15	3,252	287,105	168,405
16	3,251	289,69	176,93
17	3,250	292,131	185,998
18	3,250	292,049	197,469
19	3,192	293,011	204,24
20	3,193	292,912	207,322
21	3,21	292,36	208,121
22	3,15	292,36	209
23	3,22	292,36	209
24	3,228	292,36	209

Podle tabulky 3.3. Je postaven graf válečkových otáček (obr. 3.4.).

Rychlost rotace Valkov.

3.5 Power Parametry Válcování

Výrazný znak procesu snížených válcování ve srovnání s jinými typy podélných válcování je přítomnost významných v rozsahu propojovacího napětí. Přítomnost napětí má významný vliv na parametry pevnosti válcování - tlak kovu na válcích a momentech válcování.

Kovová síla na válci P je geometrický součet vertikálního p v a horizontální p součásti:

Svislá složka kovové síly na válci je stanovena vzorcem:

,

kde p je průměrný specifický tlak kovu na válci; L je délka deformační zóny; D - průměr kalibru; A - počet rolí v bedně.

Horizontální složka PG se rovná rozdílu úsilí předního a zadního napětí:

kde z n, z z - koeficienty předního a zadního plastového napětí; F p, f s - průřezová plocha předních a zadních konců trubky; S S - deformační odpor.

Pro stanovení průměrného specifického tlaku se doporučuje použít vzorec V.P. Anisiformní:

.

Moment válcování (celkem na bedně) je určen vzorcem:

.

Odolnost deformace je určena vzorcem:

,

kde t je teplota válcování, ° C; H je intenzita rychlostí směnných deformací, 1 / s; E - relativní komprese; K1, K2, K3, K 4, K 5 - Empirické koeficienty, pro ocel 10: K 1 \u003d 0,885, K 2 \u003d 7,79, K3 \u003d 0,134, K 4 \u003d 0,164, na 5 \u003d (- 2, osm) ).

Intenzita sazeb deformace je určena vzorcem

kde l je stupeň deformace směny:

t - čas deformace:

Úhlová rychlost role je umístěna ve vzorci:

,

Kapacita je podle vzorce:

V záložce. 3.4. Jsou prezentovány výsledky výpočtu parametrů pevnosti válcování podle výše uvedených vzorců.

Tabulka 3.4 - Parametry válcování napájení

Clay číslo	s S, MPA	p, kN / m 2	R, kn.	M, knm.	N, kw.
1	116,78	10,27	16,95	-1,91	-16,93
2	154,39	9,07	25,19	2,39	23,31
3	162,94	9,1	21,55	2,95	30,75
4	169,48	9,69	22,70	3,53	38,27
5	167,92	9,77	20,06	2,99	33,37
6	169,48	9,84	19,06	3,35	39,54
7	171,12	10,47	18,79	3,51	43,11
8	173,01	11,15	18,59	3,68	47,23
9	175,05	11,89	18,39	3,86	51,58
10	176,70	12,64	18,13	4,02	56,08
11	178,62	13,47	17,90	4,18	61,04
12	180,83	14,36	17,71	4,35	66,51
13	182,69	15,29	17,48	4,51	72,32
14	184,91	16,31	17,26	4,67	78,54
15	186,77	17,36	16,83	4,77	84,14
16	189,19	18,53	16,65	4,94	91,57
17	191,31	19,75	16,59	5,14	100,16
18	193,57	22,04	18,61	6,46	133,68
19	194,32	26,13	15,56	4,27	91,34
20	161,13	24,09	11,22	2,55	55,41
21	134,59	22,69	8,16	1,18	33,06
22	175,14	15,45	7,43	0,87	25,42
23	180,00	-	-	-	-
24	180,00	-	-	-	-

Podle tabulky. 3.4 Zakrobné grafy změn v parametrech výkonu válcování přes středy mlýna (obr. 3.5., 3.6., 3.7.).

Změnit střední specifický tlak

Změna úsilí o kov na údolí

Změna momentu válcování

3.6 Studie vlivu přechodných vysokorychlostních režimů redukce na velikosti podélného povrchu koncových částí hotových trubek

3.6.1 Popis výpočtu algoritmu

Studie byla provedena s cílem získat údaje o účinku přechodných režimů snižování rychlosti snižování rychlosti v rozsahu podélného povrchu koncových částí hotových trubek.

Stanovení koeficientu propojujícího napětí podle známých otáček válců, tj. Závislosti Zn i \u003d F (N I / N I -1) byly prováděny podle způsobu řešení tzv. Inverzního problému, navrženého G.I. Gulyaev, aby se získala závislost tloušťky stěny z otáček válců.

Podstatou techniky je následující.

Zavedený proces redukce trubek může být popsán systémem rovnic, které odrážejí dodržování zákona stálosti druhého objemu a rovnováhy síly v zaměření deformace:

(3.1.)

Zase, jak víte,

DKAT I \u003d J (ZZ I, ZP I a I),

m i \u003d y (zz i, zp i, b i),

kde a já a Bi jsou hodnoty, které nejsou závislé na napětí, NI je obrat otáček v I-OH Tilt,  I je koeficient výfuku v jidičce I-OH, DCAT I -Cring Průměr válce v bedně I-OH, ZP I, ZZ I - koeficienty předního a zadního plastového napětí.

Vzhledem k tomu, že ZZ I \u003d ZP I -1 systém rovnic (3.1.) Můžete napsat obecnou formu následujícím způsobem:

(3.2.)

Systém rovnic (3.2.) Řešíme ve vztahu k předním a zadním plastovým tažným koeficientům metodou po sobě jdoucích aproximací.

Užívání Z1 \u003d 0 Nastavte hodnotu ZP1 a z první rovnice systému (3.2.) Způsob iterace je určena ZP 2, pak z druhé rovnice - ZP 3 atd., Nastavení hodnoty ZP 1, vy může najít takové řešení, které ZP n \u003d 0.

Znát přední a zadní plastové tažné koeficienty stanovujeme tloušťku stěny po každé kleci podle vzorce:

(3.3.)

kde A je koeficient určený vzorcem:

;

;

z I - Střední (ekvivalentní) koeficient plastového napětí

.

3.6.2 Výzkumné výsledky

S použitím výsledků výpočtu kalibrace nástroje (ustanovení 3.3.) A nastavení rychlosti mlýna (rychlost otáčení) s procesem stálého redukce (bod 3.4.) V prostředcích pro profesionální softwarové prostředí MATHCAD 2001, systém (3.2.) A výrazy (3.3.) Účel určení změny tloušťky stěny.

Je možné snížit délku zesíleného konce zvýšením plastového koeficientu napětí změnou otáček válců při válcování koncových trubek.

V současné době, TPA-80 redukční tábor vytvořil systém řídicího režimu nepřetržitého vytrvalého válcování. Tento systém umožňuje dynamicky nastavit otáčky RRS RRS, když válcování koncových trubek podle specifikované lineární závislosti. Taková regulace válců válců při válcování koncových částí trubek se nazývá "klín rychlostí". Válce válců při válcování konců trubek jsou vypočteny vzorcem:

, (3.4.)

kde n i je otočením válců v I-OH naklonění s ustáleným režimem, k i -choelektilu redukční otočení rolí v%, I-číslo bedny.

Závislost koeficientu obratu v této třídě může být lineární

Až i \u003d (obr.3.8.).

Závislost koeficientu redukce otáček válců v kleci z naklápění čísla.

Zdrojová data pro použití tohoto režimu regulace jsou:

Počet buněk, ve kterých změn nastavení rychlosti je omezen na délku zesílených konců (3 ... 6);

Hodnota redukce otáček válců v první kleci mlýna je omezena možností elektrického pohonu (0,5 ... 15%).

V této práci se studuje dopad vysokorychlostních nastavení PPP na konci podélného rozdílu, předpokládal se, že změna rychlosti nastavení během redukce přední a zadní konce trubek se provádí v prvních 6 buňkách. Studie byla provedena změnou rychlosti otáčení v prvních buňkách mlýna s ohledem na proces válcování (měnící se úhel naklánění dopředu na obr. 3.8).

V důsledku modelování plnicího procesu PPP a výstupu z trubky z potrubí potrubí, závislosti tloušťky stěny přední a zadní konce trubek z množství změn v rychlosti otáčení v první Města jsou uvedena na obr.3.9. a obr.3.10. Pro trubky o velikosti 33,7x3,2 mm. Nejpopulminálnější hodnota "rychokostního klínu", pokud jde o minimalizaci délky řezání terminálu a "hit" tloušťky stěny v oblasti tolerancí DIN 1629 (tolerance tloušťky stěny ± 12,5%) je K1 \u003d 10 -12%.

Na Obr. 3.11. a obr. 3.12. Závislosti délek přední a zadní zesílené konce hotových trubek jsou uvedeny při použití "rychokostního klínu" (K1 \u003d 10%) získané v důsledku přechodného modelování. Z výše uvedených závislostí lze provést následující závěr: použití "Speed \u200b\u200bWedge" dává znatelný účinek pouze při válcování trubek o průměru menší než 60 mm s tloušťkou stěny menší než 5 mm a s tloušťkou stěny Větší průměr a tloušťka stěny trubky se stěna stěny neděje dosáhnout požadavků normy.

Na Obr. 3.13., 3.14., 3.15., Závislosti délky předního zahuštěný konec z vnějšího průměru hotových trubek pro hodnoty tloušťky stěny 3,5, 4,0, 5,0 mm, s různými hodnotami "Speed \u200b\u200bWedge" (přijal redukční koeficient K 1 válce rovné 5%, 10%, 15%).

Závislost tloušťky stěny předního konce trubky z velikosti

"Wedge rychlostí" pro velikost 33.7x3,2 mm

Závislost tloušťky zadního konce trubky z velikosti "klínu otáček" pro velikost 33,7x3,2 mm

Závislost délky předního zesíleného konce trubky z D a S (na K1 \u003d 10%)

Závislost pozadí zadního zesíleného konce trubky z D a S (na K 1 \u003d 10%)

Závislost délky předního zesíleného konce trubky z průměru hotového trubky (S \u003d 3,5 mm) při různých hodnotách "klínu otáček".

Závislost délky předního zesíleného konce trubky z průměru hotového trubky (S \u003d 4,0 mm) při různých hodnotách "klínu rychlostí"

Závislost délky předního zesíleného konce trubky z průměru hotové trubky (S \u003d 5,0 mm) s různými hodnotami "Speed \u200b\u200bWedge".

Z výše uvedených grafů lze vidět, že největší účinek z hlediska snížení konečný chodník hotových trubek poskytuje dynamickou revoluci RRS válců v K1 \u003d 10 ... 15%. Neexistuje žádná intenzivní změna v "Speed \u200b\u200bWedge" (K 1 \u003d 5%) neumožňuje tenké tloušťky stěny koncových trubek.

Také při válcování trubek s tloušťkou stěny 5 mm, napětí vyplývající z působení "klínu otáček" není schopen utopit stěnu v důsledku nedostatečné tažné schopnosti válců. Při válcování trubek o průměru více než 60 mm je koeficient kapoty v redukčním mlýnu malý, takže zahušťování konců se prakticky neděje, proto je použití "Speed \u200b\u200bWedge" nepraktické.

Analýza výše uvedených grafů ukázala, že použití "rychokostního klínu" na redukčním mlýnu TPA-80 OJSC "Crossow" umožňuje snížit délku předního zahuštěného konce o 30%, zadní zesílený konec 25%.

Jak ukazuje výpočty Mochalov D.A. Pro efektivnější použití "klínu otáček" pro další snížení koncového řezání je nutné zajistit provoz prvních buněk v brzdném režimu s téměř úplným použitím schopností výkonu ventilů v důsledku použití složitějšího nelineární závislost koeficientu obratu válců v této přepravce z naklápění čísla. Je nutné vytvořit vědecky odůvodněnou techniku \u200b\u200bpro určení optimální funkce k i \u003d f (i).

Vývoj takového optimálního regulačního algoritmu RRS může sloužit jako cíl pro další vývoj UZD-P do plnohodnotného ASUTP TPA-80. Jako zkušenosti s využitím takových ASURS, regulace válců válců válců, když válcování koncových trubek, podle manceSmann (balíček carta), umožňuje snížit velikost trubek trubek o více než 50% Do automatického řídicího systému procesu snížených trubek, který zahrnuje A pro sebe jako exsystémy vedení podsystému a měření podsystémů a subsystém pro výpočet optimálního režimu redukce a řízení procesu v reálném čase.

4. Technické a ekonomické zdůvodnění projektu

4.1 Podstatou plánované akce

Tento projekt navrhuje zavedení optimálního vysokorychlostního režimu válcování na redukčním protahovacím mlýnu. Vzhledem k této události je plánováno snížit koeficient spotřebního materiálu a vzhledem ke snížení délky plátky zahuštěných konců hotových trubek se očekává zvýšení produkce 80 tun za měsíc v průměru.

Kapitálové investice nezbytné pro realizaci tohoto projektu tvoří 0 rublů.

Projektové financování lze implementovat podle článku "Aktuální opravy", odhady nákladů. Projekt můžete implementovat do jednoho dne.

4.2 Výpočet výrobních nákladů

Výpočet nákladů 1t. Produkty s existujícími norem oříznutých konců trubek jsou uvedeny v tabulce. 4.1.

Výpočet projektu je uveden v tabulce. 4.2. Vzhledem k tomu, že výsledek realizace projektu není zvýšení produkce, přepočet hodnot průtoku pro přerozdělení v konstrukčním výpočtu není prováděna. Ziskovost projektu je snížení nákladů snížením odpadu na oříznutí. Plodina snižuje z důvodu snížení koeficientu spotřebního materiálu.

4.3 Výpočet ukazatelů projektu

Výpočet ukazatelů projektu se provádí na základě výpočtu nákladů uvedený v tabulce. 4.2.

Úspory z redukčních nákladů ročně:

Např \u003d (c 0-c p) * v pr \u003d (12200,509-12091,127) * 110123.01 \u003d 12045475 08p.

Zisk na zprávě:

PR 0 \u003d (p-c 0) * v z \u003d (19600-12200 509) * 109123.01 \u003d 807454730,39р.

Zisk na projektu:

PR n \u003d (p-s n) * v \u003d (19600-12091,127) * 110123.01 \u003d 826899696.5.

Zvýšení zisku bude:

PR \u003d PR P-P-PR 0 \u003d 826899696,5-807454730,39 \u003d 19444966,11.

Ziskovost produktů byla:

Ziskovost projektových produktů:

Peněžní tok ve zprávě a projektu je uveden v tabulce 4.3. a 4.4., resp.

Tabulka 4.1 - Výpočet nákladů na 1 tun pronájmu v workshopu T-3 OJSC "Crossow

P / p.	Náklady na článek	číslo	Cena 1 ton	Součet
1	2	3	4	5
I. I.	Publikováno v redistribuci: 1. Příprava, t / t; 2. Odpad, t / t: okruh nestandardní;
I I.	Výdaje peredcel. 2. Náklady na energii: elektrický výkon, kW / h páry pro výrobu, GKAL technická voda, TM 3 vzduchová komprimovaná, TM 3 aktuální voda, TM 3 tM 3, TM 3 3. Pomocné materiály 7. Vyměnitelné vybavení 10. generální oprava 11. Práce dopravních workshopů 12. Ostatní náklady na workshopu Celkové dopravní náklady
Sh.	Hosteranviští výdaje

Tabulka 4.2 - Projektový výpočet nákladů 1 tun válcované

P / p.	Náklady na článek	číslo	Cena 1 ton	Součet
I. I.	Publikováno v redistribuci: 1. Příprava, t / t; 2. Odpad, t / t: okruh nestandardní; Celkem uvedeno v přerozdělování odpadu a manželství
P.	Výdaje peredcel. 1. Technologické palivo (zemní plyn), zde 2. Náklady na energii: elektrický výkon, kW / h páry pro výrobu, GKAL technická voda, TM 3 vzduchová komprimovaná, TM 3 aktuální voda, TM 3 tM 3, TM 3 3. Pomocné materiály 4. Hlavní plat výrobních pracovníků 5. Dodatečný plat výrobních pracovníků 6. Sociální odpočty 7. Vyměnitelné vybavení 8. Aktuální opravy a údržba dlouhodobého majetku 9. Odpisy dlouhodobého majetku 10. generální oprava 11. Práce dopravních workshopů 12. Ostatní náklady na workshopu Celkové dopravní náklady
Sh.	Hosteranviští výdaje Celková výrobní cena
IV.	Exproductivní výdaje Celková celková cena

Zlepšení technologického procesu ovlivní technické a ekonomické ukazatele podnikových činností takto: ziskovost výroby výrobků o 1,45% se zvýší, úspory z nižších nákladů bude činit 12 milionů rublů. rok, který bude znamenat růst zisku.

Tabulka 4.3 - Cash Flow podle zprávy

Tok peněz	Roku
	1	2	3	4	5
A. Peněžní příliv:
- výrobní objem, tn
- cena produktu, rub.
Celkový příliv
B. Outflow Cash:
- provozní náklady
-Nalog na zisku	193789135,29
Celkový odtok:	1521432951,34	1521432951,34	1521432951,34	1521432951,34	1521432951,34
Čistý peněžní tok (AA-B)
Coffa. Inverze	0,8	0,64	0,512	0,41	0,328
E \u003d 0,25.
	493902383,46	889024290,22	1205121815,64	1457999835,97	1457999835,97

Tabulka 4.4 - Peněžní tok podle projektu

Tok peněz	Roku
	1	2	3	4	5
A. Peněžní příliv:
- výrobní objem, tn
- cena produktu, rub.
- Příjmy z prodeje, otřete.
Celkový příliv
B. Outflow Cash:
- provozní náklady
-Nalog na zisku
Celkový odtok:	1526220795,63	1526220795,63	1526220795,63	1526220795,63	1526220795,63
Čistý peněžní tok (AA-B)	632190135,03	632190135,03	632190135,03
Coffa. Inverze	0,8	0,64	0,512	0,41	0,328
E \u003d 0,25.
Zlevněný proud (AA-B) * investovat
CDD kumulativní peněžní tok

Finanční profil projektu je uveden na obr.4.1. Podle grafů zobrazených na Obr. 4.1. Kumulativní projekt CHDD převyšuje plánovaný ukazatel, který indikuje bezpodmínečnou ziskovost projektu. Kumulativní CHDD, vypočtený pro projekt zavedený z prvního roku je kladná hodnota, protože projekt nevyžadoval investice do kapitálu.

Finanční profil projektu

Dokonce sudý bod se vypočítá vzorec:

Dokončená bod přerušení charakterizuje minimální objem produktů, ve kterých se objeví konec ztrát a první zisk.

V záložce. 4.5. Data jsou uvedena pro výpočet proměnných a neustálých nákladů.

Podle údajů o podávání zpráv je výši variabilních nákladů na jednotku výroby ZOIG \u003d 11212.8. Množství neustálých nákladů na jednotku výroby je post \u003d 987.7. Částka neustálých nákladů pro celý objem zprávy o zprávě je 107780796,98.

Podle projektových údajů, množství variabilních nákladů Z per \u003d 11103,5p., Výše \u200b\u200bneustálých nákladů na post \u003d 987.7. Výše neustálých nákladů pro celý objem zprávy o zprávě je 108768496,98.

Tabulka 4.5 - Podíl neustálých nákladů ve struktuře plánovaných a projektových nákladů

P / p.	Náklady na článek	Množství podle plánu, otřít.	Množství projektu, otřít.	Podíl neustálých nákladů ve struktuře výdajů na redistribuci,%
1	2	3	4	5
1	Výdaje peredcel. 1. Technologické palivo (zemní plyn), zde 2. Náklady na energii: elektrický výkon, kW / h páry pro výrobu, GKAL technická voda, TM 3 vzduchová komprimovaná, TM 3 aktuální voda, TM 3 tM 3, TM 3 3. Pomocné materiály 4. Hlavní plat výrobních pracovníků 5. Dodatečný plat výrobních pracovníků 6. Sociální odpočty 7. Vyměnitelné vybavení 8. Aktuální opravy a údržba dlouhodobého majetku 9. Odpisy dlouhodobého majetku 10. generální oprava 11. Práce dopravních workshopů 12. Ostatní náklady na workshopu Celkové dopravní náklady
2	Hosteranviští výdaje Celková výrobní cena			100
3	Exproductivní výdaje Celková celková cena			100

Podle údajů o podávání zpráv je sudný bod přerušení:

TB Ot. t.

Podle projektu je bod přerušení:

TB PR. t.

V záložce. 4.6. Výpočet příjmů a všech typů nákladů na výrobu prodejních produktů potřebných k určení sudého bodu přerušení. Grafy výpočtu bodu přerušení zprávy a projekt jsou uvedeny na obr.4.2. a obr.4.3. resp.

Tabulka 4.6 - Data pro výpočet bodu přerušení

Výpočet sudého bodu zprávy

Výpočet bodu přerušení projektu

Technické a ekonomické ukazatele projektu jsou uvedeny v tabulce. 4.7.

V důsledku toho lze dospět k závěru, že událost navržená v projektu sníží náklady na výrobek vyrobený o 1,45% snížením variabilních nákladů, což přispívá ke zvýšení zisku o 19,5 milionu rublů. S roční výrobou 110123,01 tun. Výsledkem projektu je zvýšení kumulativního čistého diskontovaného příjmu ve srovnání s plánovanou hodnotou v rámci přezkumu. Také pozitivní bod je snížit prahovou hodnotu přerušení-i od 12,85 tis. Tun na 12,8 tis. Tun.

Tabulka 4.7 - Technické a ekonomické ukazatele projektu

Č. P / p	Indikátor	Zpráva	Projekt	Odchylka
				Absolutní	%
1	Objem výroby: ve fyzických podmínkách, t v hodnotových podmínkách, tisíc rublů.
2	Náklady na hlavní výrobní zařízení, tisíce rublů.	6775032	6775032	0	0
3	Společné náklady (plné náklady): celkové vydání, tisíc rublů. jednotky výrobků, tření.
4	Ziskovost výrobků,%	60,65	62,1	1,45	2,33
5	Čistý diskontovaný příjem, CHDD	1700,136
6	Celkové investice, tisíc rublů.	0
7	Odkaz: rozbitý bod tb, t, diskontní hodnota F, míra vnitřního výtěžku HND maximální pokladní odtok K, tisíce rublů.

Závěr

Tento diplomový projekt vyvinul technologii pro výrobu devítivotopisu pro DIN 1629. Příspěvek pojednává o možnosti poklesu délky zesílených konců generovaných během válcování na redukčním mlýnu, v důsledku změny v nastavení vysokorychlostního nastavení mlýna při válcování koncových částí trubky pomocí možností systému UZD-P. Vzhledem k tomu, výpočty ukázaly snížení délky zesílených konců, může dosáhnout 50%.

Ekonomické výpočty ukázaly, že použití navrhovaných režimů valení sníží náklady na jednotku produktů o 1,45%. To, při zachování stávajících objemů výroby umožní zvýšení zisku o 20 milionů rublů v prvním roce.

Bibliografie

1. Anuriev V.I. "Adresář návrhářského stroje" ve 3 svazcích, svazku 1 - M. "Strojírenství" 1980 - 728 P.

2. anuriev v.i. "Adresář stavitele projektanta" ve 3 svazcích, svazek 2 - M. "Strojírenství" 1980 - 559 p.

3. AURYEV V.I. "Adresář stavitele projektanta" ve 3 svazcích, objem 3 - M. Strojírenství 1980 - 557 p.

4. Pavlov ya.m. "Strojní části". - Leningrad "Strojírenství" 1968 - 450 p.

5. Vasilyev V.I. "Základy projektování technologických zařízení motorových dopravních podniků" Výukový program - Kurgan 1992 - 88 p.

6. Vasilyev V.I. "Základy projektování technologických zařízení motorových dopravních podniků" - Kurgan 1992 - 32 p.

480 RUB. | 150 UAH. | $ 7.5 ", Myšoff, FGColor," #ffffcc ", BGColor," # 393939 ");" Onmouseout \u003d "návrat nd ();"\u003e Disertační období - 480 rub., Dodávka 10 minut , asi hodiny, sedm dní v týdnu a svátcích

Holkin Evgeny Gennadevich. Studium lokální stability tenkostěnných trapézových profilů s podélně příčné ohýbání: disertační práce ... Kandidát technických věd: 01.02.06 / Holkin Evgeny Gennadevich; [Ochrana ochrany: Ohm. Stát thehn. Univerzita] .- OMSK, 2010.- 118 C.: IL. RGB OD, 61 10-5 / 3206

Úvod

1. Přezkum stabilizačních studií stlačených lamelových prvků struktur 11

1.1. Hlavní definice a metody studia stability mechanických systémů 12

1.1.1, algoritmus pro studium stability mechanických systémů statickou metodou 16

1.1.2. Statický přístup. Metody: Euler, nonideality, energie 17

1.2. Matematický model a hlavní výsledky analytického výzkumu pro Euler. Bezpečnostní koeficient 20.

1.3. Metody studia stability lamelových prvků a konstrukcí z nich 27

1.4. Inženýrské metody pro výpočet desek a sloučeniny lamelárních prvků. Koncepce snížení Metoda 31

1.5. Numerická studie stability na Euler podle konečných prvků: příležitosti, výhody a nevýhody 37

1.6. Přehled experimentálních studií stability desek a kompozitních lamelárních prvků 40

1.7. Závěry a cíle teoretických studií stability tenkostěnných trapézových profilů 44

2. Vývoj Matheretical modelů a algoritmů pro výpočet stability tenkostěnných desek prvků trapézových profilů: 47

2.1. Podélné příčné ohýbání tenkostěnných desek prvků trapézových profilů 47

2.1.1. Nastavení problému, hlavní předpoklady 48

2.1.2. Matematický model v běžných diferenciálních rovnicích. Hraniční podmínky, bez idealizační metoda 50

2.1.3. Numerická integrační algoritmus, určující kritický

springs a jeho implementace v MS Excel 52

2.1.4. Výsledky výpočtů a jejich srovnání se známými roztoky 57

2.2. Výpočet kritických napětí pro samostatný lamelární prvek

jako součást profilu ^ .. 59

2.2.1. Model, který bere v úvahu elastické párování deskových prvků profilu. Hlavní předpoklady a cíle numerické studie 61

2.2.2. Numerická studie ztuhlosti konjugace a aproximace výsledků 63

2.2.3. Numerická studie délky poloviční vlnové ztráty stability při prvním kritickém zatížení a aproximaci výsledků 64

2.2.4. Výpočet koeficientu (/ SQ, / 32). Přibližování výsledků výpočtu (A, /? 2) 66

2.3. Vyhodnocení přiměřenosti výpočtů porovnáním s numerickými roztoky metodou konečných prvků a známých analytických roztoků 70

2.4. Závěry a cíle experimentálního výzkumu 80

3. Experimentální studie o lokální stabilitě tenkostěnných trapézových profilů 82

3.1. Popis prototypů a experimentální instalace 82

3.2. Testy vzorků 85.

3.2.1. Metodika a testovací obsah G..85

3.2.2. Výsledky testů pro kompresní vzorky 92

3.3. ZÁVĚRY 96.

4. Účetnictví pro místní udržitelnost při výpočtu strukturních konstrukcí z tenkostěnných trapézových profilů s plochou podélně - křížové ohýbání 97

4.1. Výpočet kritických stresů místní ztráty Stabilita deskových prvků a omezující tloušťka tenkostěnného trapézového profilu 98

4.2. Kraj přípustné zatížení S výjimkou místních ztrát stealth 99

4.3. Koeficient redukce 101.

4.4. Účetnictví pro místní ztrátu stability a redukce 101

ZÁVĚRY 105.

Bibliografický seznam

Úvod do práce

Relevance práce.

Vytváření světla, trvanlivých a spolehlivých návrhů je naléhavý úkol. Jedním z hlavních požadavků v mechanické inženýrství a konstrukci je kapacita kovů. To vede k tomu, že prvky struktur by měly být vypočteny na přesněji stanovení vztahů, které zohledňují nebezpečí obecné i místní ztráty stability.

Jedním ze způsobů, jak vyřešit problém minimalizace hmotnosti je použití high-tech tenkostěnných trapézových válcovacích profilů (TTP). Profily jsou vyrobeny válcováním tenké polystylenové oceli o tloušťce 0,4 ... 1,5 mm ve stacionárních podmínkách nebo přímo na montážním místě jako ploché nebo klenuté prvky. Konstrukce s použitím ložiskových klenutých povlaků z tenkostěnného trapézového profilu jsou charakterizovány lehkostí, estetickými druhy, snadnou instalací a řadou dalších výhod ve srovnání s tradičními typy nátěrů.

Hlavním typem nakládání profilu je podélný příčný ohyb. Tón-

jfflf. dMF " Kie Lamelární prvky

profilové testování
komprese v mediánu
Kosti mohou ztratit místa
Udržitelnost. Místní
Ztráta udržitelnosti

Obr. 1. Příklad místní ztráty stability

Jáma

^ J.

Obr. 2. Schéma snížený průřez profil

(MPU) je pozorován v omezených oblastech podél délky profilu (obr. 1) s podstatně menším zatížením než celková ztráta stability a napětí připomínajících přípustnou. Když MPA, samostatný prvek stlačeného deskového prvku profilu je zcela nebo částečně přestat vnímat zátěž, který je redistribuován mezi zbytkem prvků profilového průřezu profilu. Ve stejné době, v sekci, kde došlo k MPU, nemusí být napětí nutně překročit přípustné. Tento fenomén se nazývá snížení. Snížení

spočívá v klesající ve srovnání s reálnou, průřezovou plochou profilu, když se odkazuje na idealizovaný výpočtový schéma (obr. 2). V tomto ohledu je vývoj a realizace inženýrských metod účetnictví pro místní ztráta stability deskových prvků tenkostěnného trapézového profilu je naléhavý úkol.

Reminany vědci byli zapojeni do stability desek: B.M. BRO-UDE, F. BLAIKH, YA. BRUTK, I.G. Bubnov, v.z. VLASOV, A.S. Volmir, A.a. Ilyushin, míle, melan, y.g. Panovko, Sp. Tymošenková, Southwell, E. Stowel, Winderberg, Hallol a další. Inženýrské přístupy k analýze kritických napětí s místní ztrátou udržitelnosti jsou vyvíjeny v dílech E.L. Airumyana, Burggraph, A.l. Vasilyeva, B.ya. Volodarsky, M.K. Gluman, Kaldwell, V.I. Klimanova, V.G. Krokhaleva, D.v. Marcinkevich, E.A. Pav-Linova, A.k. Perseva, F.F. Tamplona, \u200b\u200bS.A. Timasheva.

V těchto inženýrských metodách, výpočet profilů s průřezem komplexní formy, nebezpečí MPU prakticky nebere v úvahu. Ve fázi skici návrhu konstrukcí z tenkostěnných profilů je důležité mít jednoduché zařízení pro odhad přenášení nosnosti konkrétní Sizzy. V tomto ohledu je třeba vyvinout inženýrské metody pro výpočet, umožňující proces navrhování struktur z tenkostěnných profilů pro rychlé odhad jejich schopnosti přenášení. Výpočet zkoušení nosnosti konstrukce z tenkostěnného profilu lze provést pomocí rafinovaných metod pomocí stávajících softwarových produktů a je v případě potřeby upraven. Takový dvoustupňový systém výpočtu nosné schopnosti konstrukcí z tenkostěnných profilů je nejvíce racionální. Proto je vývoj a implementace inženýrských metod pro výpočet nosné kapacity konstrukcí z tenkostěnných profilů, s přihlédnutím k místní ztrátě stability deskových prvků, je naléhavým úkolem.

Účelem disertační práce: studium lokální ztráty stability v deskových prvcích tenkostěnných trapézových profilů s jejich podélným příčným ohybem a vývojem inženýrské metodiky pro výpočet přenosové kapacity, s přihlédnutím k místní stabilitě.

K dosažení cíle následujícího Úkoly pro výzkum.

Distribuce analytických řešení stability stlačených obdélníkových desek na systému konjugovaných desek v profilovém prostředku.

Numerická studie matematického modelu lokální stability profilu a získání odpovídajících analytických výrazů pro minimální kritický napětí MPU deskového prvku.

Experimentální hodnocení stupně redukce v průřezu tenkostěnného profilu s lokální ztrátou stability.

Vývoj inženýrských technik ověřování a návrhu výpočtu tenkostěnného profilu, s přihlédnutím k místní ztrátě stability.

Vědecká novinka práce je vyvinout adekvátní matematický model místní ztráty stability pro samostatnou desku

prvek v profilovém směsi a získání analytických závislostí pro výpočet kritických napětí.

Předmět a spolehlivost získané výsledky jsou poskytovány základem základních analytických řešení problému odporu pravoúhlých desek, správným použitím matematického zařízení, dostatečné pro praktické výpočty s výsledky výpočtů MCE a experimentálních studií.

Praktický význam je vyvinout inženýrskou metodiku pro výpočet přenosové kapacity profilů, s přihlédnutím k místní ztrátě stability. Výsledky práce jsou implementovány v LLC Montagproekt LLC ve formě systému tabulek a grafických reprezentací oblastí přípustného zatížení pro celý rozsah vyrobených profilů, které zohledňují místní ztrátu stability a jsou používány pro Výběr typu a tloušťky profilového materiálu pro specifické strukturní roztoky a typy zatížení.

Hlavní ustanovení obhajoba.

Matematický model plochého ohýbání a komprese tenkostěnného profilu jako systém konjugovaných deskových prvků a způsobu určování jeho kritického namáhání MPU ve smyslu Euler.

Analytické závislosti Pro výpočet kritických napětí lokální ztráty stability pro každou profilový deskový prvek s plochým podélným ohybem.

Inženýrská technika ověřování a návrhu výpočtu tenkostěnného trapézového profilu, s přihlédnutím k místní ztrátě stability. Schválení práce a publikace.

Hlavní ustanovení disertační práce byla hlášena a projednána na vědeckých a technologických konferencích různých úrovní: Mezinárodní kongresové "stroje, technologie a procesy ve stavebnictví" věnované 45. výročí Fakulty "Dopravní a technologické stroje" (Omsk, Sibadi, 6.-7, 2007); All-ruská vědecká - technická konference, "Rusko Young: Pokročilé technologie - v průmyslu" (Omsk, OM-GTU, 12.13.11.2008).

Struktura a rozsah práce. Disertační práce je stanovena na 118 stran textu, sestává se z úvodu 4 kapitol a jedné aplikace, obsahuje 48 výkresů, 5 tabulek. Referenční seznam obsahuje 124 jmen.

Matematický model a hlavní výsledky analytického výzkumu pro Euler. Koeficient udržitelnosti

Každý inženýrský projekt se opírá o řešení diferenciálních rovnic matematického modelu pohybu a rovnováhy mechanického systému. Vypracování konstrukce konstrukce, mechanismu, stroje jsou doprovázeny některými přijetí k výrobě, v budoucnu - bez ideálních fází. V průběhu fungování může dojít k nárazu ve formě promáčkových, mezer způsobených opotřebením a dalšími faktory. Všechny možnosti pro externí, kteří - akce nemohou být poskytnuty. Design je nucen pracovat pod vlivem náhodných rušivých sil, které nejsou zohledněny v diferenciálních rovnicích.

Faktory, které nejsou zohledněny v matematickém modelu - non-idealita, náhodné síly nebo poruchy mohou provádět vážné úpravy výsledků získaných.

Unoprestovaný stav systému se liší - vypočítaný stav na nulové poruchy a narušené - výsledné rušení.

V jednom případě, v důsledku poruchy neexistuje významná změna v rovnovážné poloze návrhu nebo jeho pohyb nestačí od vypočteného. Takový stav mechanického systému se nazývá stabilní. V jiných případech se rovnovážná poloha nebo povaha pohybu výrazně liší od vypočteného, \u200b\u200btakový stav se nazývá nestabilní.

Teorie odporu pohybu a rovnovážných mechanických systémů je zapojena do zřízení známek, které mohou být posuzovány, zda bude posuzování pohybu nebo rovnováhy stabilní nebo nestabilní.

Typické znamení přechodu systému ze stabilního stavu do nestabilního je dosažení určitého parametru hodnoty nazvané kritické - kritická síla, kritická rychlost atd.

Vznik ne-idealit nebo vystavení neceněným silám nevyhnutelně vede k pohybu systému. Proto je obecně nutné prozkoumat stabilitu pohybu mechanického systému během porušení. Tento přístup ke studii udržitelnosti se nazývá dynamická a odpovídající metody výzkumu - dynamický.

V praxi je často dost pro omezení statického přístupu, tj. Statické metody výzkumu udržitelnosti. V tomto případě je zkoumán konečný výsledek poruchy - nová zavedená rovnovážná poloha mechanického systému a stupeň jeho odchylky od vypočtené, unifální polohy rovnováhy.

Statické nastavení úkolu předpokládá, že nebude zvážit síly setrvačnosti a parametru času. Toto nastavení problému často umožňuje překládat model z rovnic matematické fyziky do běžných diferenciálních rovnic. To významně zjednodušuje matematický model a usnadňuje analytickou studii udržitelnosti.

Pozitivní výsledek ekvilibrovské analýzy stability se statickou metodou ne vždy garantuje dynamickou stabilitu. Pro konzervativní systémy však vede statický přístup při určování kritických zátěží a nových rovnovážných stavů přesně stejnými výsledky jako dynamický.

V konzervativním systému je provoz vnitřních a vnějších sil systému, který se provádí během přechodu z jednoho stavu do druhého, stanoví pouze tyto státy a nezávisí na trajektorii pohybu.

Koncept "Systém" kombinuje deformovatelný design a zatížení, jejichž chování musí být specifikováno. Odtud existují dva nezbytné a dostatečné podmínky pro konzervatismus systému: 1) pružnost deformovatelného designu, tj. Reverzibilita deformací; 2) Konzervativnost zatížení, tj. Nezávislost práce provedená z trajektorie. V některých případech se statická metoda poskytuje uspokojivé výsledky pro neslušné systémy.

Pro jasnost považujeme několik příkladů teoretické mechaniky a odolnosti materiálů.

1. Vážení kuličky Q je v prohloubení nosného povrchu (obr. 1.3). Pod působením rušivé síly 5P q Sina, rovnovážná poloha míče se nemění, tj. Je stabilní.

S krátkodobým působením síly 5P q sina, aniž by s přihlédnutím k válcování, je možné přechod na novou rovnovážnou polohu nebo oscilaci kolem výchozí polohy rovnováhy. Při zohlednění tření bude oscilační hnutí zmírnit, to je stabilní. Statický přístup vám umožňuje určit pouze kritickou hodnotu rozhořčeného síly, která je rovna: RKR \u003d Q Sina. Povaha pohybu, když je překročena kritická hodnota rušivého účinku a kritická doba expozice může být analyzována pouze dynamickými metodami.

2. Délka tyče / stlačená silou P (obr. 1.4). Od rezistence materiálů na základě statické metody je známo, že při zatížení v mezích elasticity je kritická hodnota tlakové síly.

Řešení stejného problému se sledovací silou, jehož směru se shoduje se směrem tečny v místě aplikace, statická metoda vede k závěru o absolutní stabilitě přímočaré formy rovnováhy.

Matematický model v běžných diferenciálních rovnicích. Hraniční podmínky, bez ideální metody

Inženýrská analýza je rozdělena do dvou kategorií: klasické a numerické metody. Klasické metody se snaží vyřešit problémy distribuce napěťových polí a deformit přímo, tvořících systémy diferenciálních rovnic založených na základních principech. Přesné řešení, pokud je možné získat rovnice v uzavřené formě, případně pouze pro nejjednodušší případy geometrie, zatížení a okrajových podmínek. Docela široká škála klasických úkolů lze vyřešit pomocí přibližných roztoků systémů diferenciálních rovnic. Tato řešení mají podobu série, ve které jsou mladší členové vyřazeni po konvergenční studii. Přesná řešení vyžadují přibližné vyžadují pravidelné geometrické tvary, jednoduché okrajové podmínky a vhodnou aplikaci zatížení. Tato řešení proto nemohou být použita pro většinu praktických úkolů. Základní výhodou klasických metod je, že poskytují hluboké pochopení problému v rámci studia. S pomocí numerických metod může být studován širší škála problémů. Mezi číselné metody patří: 1) Způsob energie; 2) způsob hraničních prvků; 3) metoda konečného rozdílu; 4) Způsob konečných prvků.

Energetické metody umožňují hledat minimum výrazu pro celkovou potenciální energii designu na celé specifikované oblasti. Tento přístup funguje dobře pouze při řešení určitých úkolů.

Metoda hraničních prvků přibližných funkcí, které splňují řešený systém diferenciálních rovnic, ale nikoli okrajových podmínek. Rozměr úkolu se sníží, protože prvky představují pouze hranice simulované oblasti. Použití této metody však vyžaduje znalosti základního řešení systému rovnic, že \u200b\u200bje obtížné získat.

Závěrečná rozdílová metoda převádí systém diferenciálních rovnic a okrajových podmínek do příslušného systému algebraických záznamů. Tato metoda nám umožňuje řešit problémy analýzy struktur s komplexní geometrií, okrajových podmínek a kombinovaným zatížením. Způsob konečného rozdílu je však často příliš pomalá kvůli skutečnosti, že požadavek pravidelné mesh na celé oblasti ve studiu vede k systémům rovnic velmi vysokých objednávek.

Metoda konečných prvků může být distribuována téměř na neomezenou třídu úkolů v důsledku skutečnosti, že umožňuje použití prvků jednoduchých a různých forem pro dosažení oddílů. Rozměry konečných prvků, které mohou být kombinovány tak, aby se dosáhlo aproximace na jakékoliv nepravidelné hranice, někdy se liší v desítkách časů. Je povolen libovolný pohled na libovolný typ modelových prvků, stejně jako uložení upevnění jakéhokoliv typu. Hlavním problémem se stává zvýšením nákladů na získání výsledku. Pro obecnost rozhodnutí je nutné platit ztrátu intuice, protože konečný elementární řešení je ve skutečnosti množství čísel, které platí pouze na konkrétní úkol dodaný s pomocí modelu konečného prvku. Změna jakéhokoliv významného aspektu v modelu obvykle vyžaduje úplnou reakci na problém. Jedná se však o non-nezbytnou cenu, protože metoda konečných prvků je často jediným možným způsobem, jak jej vyřešit. Metoda platí pro všechny třídy problémů s rozvodem pole, které zahrnují analýzu konstrukcí, přenos tepla, toku tekutiny a elektromagnetismu. Nevýhody numerických metod zahrnují: 1) vysoké náklady na programy konečné elementární analýzy; 2) Dlouhá školení práce s programem a možnost plnohodnotného práce pouze vysoce kvalifikovaný personál; 3) Poměrně často nemožné kontrolovat fyzickým experimentem, správnost roztoku získaného metodou koncového prvku, včetně nelineárních úkolů. T Přehled experimentálních studií stability desek a kompozitních lamelárních prvků

Profily v současné době používané pro stavební konstrukce jsou vyrobeny z plechů o tloušťce 0,5 až 5 mm, a proto jsou považovány za tenkostěnné. Jejich obličej může být jak ploché, tak křivočaré.

Hlavním znakem práce tenkostěnných profilů je, že hrany s vysokou hodnotou šířky poměru k tloušťce jsou testovány během nakládání velkých deformací uvolnění. Zvláště intenzivní růst průhybu je pozorován, když se blíží kritické hodnotě, se blíží velikost napětí působícího v pokraji napětí. Existuje ztráta lokální stability, vychýlení se stává srovnatelným z tloušťky obličeje. V důsledku toho je průřez profilu velmi zkreslený.

V literatuře o stabilitě záznamů je práce ruského vědeckého společného podniku obsazena zvláštním místem. Tymošenko. Vlastní zásluhy ve vývoji způsobu energie pro řešení problémů elastické udržitelnosti. Použití této metody, společného podniku. Tymošenková dal teoretické řešení problému stability desek zatížených do střední roviny za různých okrajových podmínek. Teoretická řešení byla testována řadou testů volně otevřených desek s jednotnou kompresí. Testy potvrdily teorii.

Vyhodnocení přiměřenosti výpočtů porovnáním s numerickými řešeními metodou konečných prvků a známých analytických řešení

Pro ověření správnosti získaných výsledků byly numerické studie provedeny metodou konečných prvků (MCE). Nedávno se numerický výzkum ICES stává široce používán v důsledku objektivních důvodů, jako je například nedostatek testovacích úkolů, nemožnost dodržování všech podmínek během testů na vzorcích. Numerické metody umožňují výzkum pod podmínkami "Ideální", mají minimální chybu, která prakticky není realizována v reálných testů. Numerické studie byly provedeny v programu ANSYS.

Byly provedeny numerické studie se vzorky: obdélníková deska; P-tvarovaný a lichoběžníkový prvek profilu, který má podélný cik a bez hřebene; List profilu (obr.2.11). Považovány za vzorky o tloušťce 0,7; 0,8; 0,9 a 1 mm.

Vzorky (obr.2.11) byly aplikovány na konce jednotného tlakového zatížení SGSZH, následované zvýšením hřiště. Zatížení odpovídající místní ztrátě stability ploché formy odpovídalo hodnotě kritického tlakového napětí SGCR. Pak, podle vzorce (2.24), koeficient stability & (/? I, / d) byl vypočítán a porovnán s hodnotou z tabulky 2.

Zvažte obdélníkovou desku o délce A \u003d 100 mm a šířka 6 \u003d 50 mm, stlačená podél konců jednotným tlakovým zatížením. V prvním případě má deska upevňovací závěs podél obrysu, ve druhém - tuhé těsnění bočních ploch a upevnění závěsu přes konce (obr. 2.12).

V programu ANSYS byl na koncová zrna aplikována jednotná tlaková zatížení, kritické zatížení, napětí a koeficient stability a (/?], /? 2) desek. S upevňovacím závěsem podél obrysu se deska ztratila stabilitu nad druhou formou (dva) (obr. 2.13). Pak porovnával koeficienty rezistence na, / 32) desek nalezených numerickými a analyticky. Výsledky výpočtů jsou uvedeny v tabulce 3.

Z tabulky 3 lze vidět, že rozdíl v analytických a numerických řešeních činil méně než 1%. Odtud jsme dospěli k závěru, že navrhovaný algoritmus studia skladování může být použit při výpočtu kritických nákladů pro složitější struktury.

Pro šíření navrhované metodiky pro výpočet místní stability tenkostěnných profilů do obecného případu zatížení v programu ANSYS byly provedeny numerické studie pro objasnění, jak charakter tlakového zatížení koeficientu K (Y) ovlivňuje. Výsledky výzkumu jsou reprezentovány harmonogramem (obr. 2.14).

Dalším krokem kontroly navrhované metodiky výpočtu byl studium samostatného prvku profilu (obr.2.11, B, B). Má závěs upevňující podél obrysu a stlačený na koncích rovnoměrného tlakového zatížení jemného (obr. 2.15). Vzorek byl zkoumán pro stabilitu v programu ANSYS a podle navrhované metody. Poté výsledky srovnaly výsledky.

Při vytváření modelu v programu ANSYS pro rovnoměrné rozložení tlakového zatížení nakonec byl tenkostěnný profil umístěn mezi dvě silné desky a tlakové zatížení bylo aplikováno na ně.

Výsledkem studie v programu ANSYS profilového prvku ve tvaru p-ve tvaru p-ve tvaru p-tvaru je znázorněn na obrázku 2.16, na kterém je jasné, že nejprve se vyskytuje ztráta lokální stability u nejširší desky.

Oblasti přípustných nákladů s výjimkou místních ztrát odporu

Pro přenášení konstrukcí z high-tech tenkostěnných trapézových profilů se výpočet provádí podle způsobů přípustných napětí. Inženýrská metodika pro účetnictví pro místní ztrátu stability při výpočtu schopnosti ložiskových konstrukcí z tenkostěnného trapézového profilu se navrhuje. Technika je implementována v MS Excel, která je k dispozici pro rozšířené použití a může sloužit jako základ pro relevantní dodatky předpisy Z hlediska výpočtu tenkostěnných profilů. Je založen na základě studií a získaných analytických závislostí pro výpočet kritického namáhání lokální ztráty stability deskových prvků tenkostěnného trapézového profilu. Úkol je rozdělen do tří složek: 1) Stanovení minimální tloušťky profilu (limit T, ve kterém není třeba vzít v úvahu místní ztrátu stability v tomto typu výpočtu; 2) stanovení Oblast přípustné zatížení tenkostěnného trapézového profilu, z nichž je nosnost ložiska zajištěna bez místních ztrát stability; 3) stanovení oblasti přípustných hodnot num, z nichž je přepravní kapacita zajištěna místní ztrátou stability jednoho nebo více deskových prvků tenkostěnného trapézového profilu (s přihlédnutím ke snížení redukce Profilový průřez).

Předpokládá se, že způsoby odolnosti materiálů nebo konstrukční mechaniky získaly závislost ohybu z podélné síly m \u003d f (n) pro vypočtenou strukturu (obr.2.1). Vypouštěcí namáhání jsou známy [t] a mezní pevnost materiálu SGT, stejně jako hlavní napětí napětí v deskových prvcích. V výpočtech po místní ztrátě stability byla použita metoda "redukční". Se ztrátou stability je vyloučena 96% šířka odpovídajícího deskového prvku.

Výpočet kritických napětí místní ztráty stability deskových prvků a omezující tloušťka tenkostěnného trapézového profilu tenkostěnný trapézový profil je rozdělen do sady deskových prvků, jak je znázorněno na obr. 4.1. Současně úhel vzájemného uspořádání sousedních prvků nemá vliv na hodnotu kritického stresu místních

Profil H60-845 Zakřivená ztráta udržitelnosti. Je dovoleno nahradit křivkvrstvé zvlnění s přímočarými prvky. Kritická tlaková napětí lokální ztráty stability ve smyslu Euler pro oddělený / - na deskový prvek tenkostěnného trapézového profilu BT Šířka BT s tloušťkou T, elastický modul materiálu E a koeficient Poissonu Ju v Elastický zatížení je stanoveno vzorcem

Koeficienty K (px, p2) a k (v) berou v úvahu účinek tuhosti sousedních deskových prvků a povahy distribuce tlakových napětí podél šířky deskového prvku. Hodnota koeficientů: K (px, p2) je definována v tabulce 2 nebo je vypočtena vzorcem

Normální napětí v deskovém prvku se stanoví v centrálních osách známého vzorce pro odolnost materiálů. Oblast přípustné zatížení bez zohlednění lokální ztráty stability (obr. 4.2) je určena výrazem a je čtyřúhelníkový, kde J je okamžikem setrvačnosti části profilového období během ohýbání, F-oblast Sekce profilového období, ultrazvuk a UTPP - souřadnice extrémních bodů profilového průřezu (obr. 4.1).

Průřezová plocha profilu F a moment setrvačnosti J se vypočítá pro periodický prvek L. L, a podélné síly IV a ohýbací moment m do profilu se vztahují k L.

Nosná kapacita je zajištěna, když skutečná křivka zatížení m \u003d f (n) v oblasti hodnot přípustných zatížení menší než lokální ztráta stability (obr.4.3). Obrázek 4.2. Oblasti přípustných nákladů s výjimkou místních ztrát stability

Ztráta lokální stability jednoho z polic vede k své dílčí výjimce z vnímání pracovní zátěže - snížení. Stupeň snížení je zohledněn koeficientem redukce

Nosná kapacita je zajištěna, když skutečná zatížená křivka zasáhla v oblasti hodnot přípustných zatížení mínus oblast místní ztráty stability. S menšími tloušťkami, místní ztráta snižuje oblast přípustných zatížení. Místní ztráta stability není možná, pokud je skutečná zatížení křivka umístěna ve snížené oblasti. Když skutečná křivka zátěže vystupuje minimální hodnotu kritického namáhání místní ztráty stability, je nutné znovu vytvořit oblast přípustného zatížení, s přihlédnutím ke snížení profilu, který je určen výrazem

UDC 621.774.3.

Vyšetřování dynamiky změn v tloušťce stěny trubky během redukce

K.yu. Yakovleva, B.v. Barichko, v.n. Kuznetsov.

Výsledky experimentálního studia dynamiky změn v tloušťce stěn stěny trubky během válcování, kreslení v monolitických a válečkových ubrouscích. Je ukázáno, že se zvýšením stupně deformace je pozorován intenzivnější zvýšení tloušťky trubkové stěny ve válcovacích a výkresech v válečkových vlákech, což usnadňuje jejich použití.

Klíčová slova: studené deformované trubky, trubkové trubky, trubice potrubí, tloušťka stěny trubky, kvalita vnitřního povrchu trubky.

Stávající technologie pro výrobu domácích deformovaných tlustých trubek malého průměru korozivzdorných ocelí zajišťuje použití procesů válcování za studena na mlýnech CPT a následné bez volného kreslení v monolitických vlkům. Je známo, že příprava potrubí malých průměrů s válcováním za studena je spojena s řadou obtíží způsobených poklesem tuhosti systému sod-trn. Pro získání takových trubek se proto používá proces kresby hlavně irelevantní. Povaha změny tloušťky trubkové stěny v případě nelibosti se stanoví poměrem tloušťky stěny a vnějším průměrem D a absolutní hodnota změny nepřesahuje 0,05-0,08 mm. Ve stejné době, zahuštění stěny je pozorováno v poměru 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.

Cílem práce je srovnávací experimentální studium dynamiky změn změn v tloušťce trubkové stěny v redukčních procesech s válcováním, přetažením v monolitických a válečkových vlkům.

Trubky za studena zaměřené jako mezery: Velikosti 12.0x2,0 mm (S / D \u003d 0,176), 10,0x2.10 mm (S / D \u003d 0,216) z oceli 08x14mf; Rozměry 8,0x1.0 mm (S / D \u003d 0,127) z oceli 08x18H10T. Všechny trubky byly v žíhaném stavu.

Výkres v monolitických vlkům byla prováděna na ocelárně bez řetězce se silou 30 kN. Pro válečkové kresby byly použity válečkové páry WIP-2 / 2.180. Reliknutí v válečkovém vlka byla provedena za použití systému kalibrů "Oval - kruh". Snížení trubek válcováním bylo prováděno podle kalibračního schématu "oválný" ve dvoubarevné přepravce s válečky o průměru 110 mm.

V každé fázi deformace byly odebrány vzorky (5 ks. Pro každou možnost studie) pro měření vnějšího průměru, tloušťku stěny a drsnosti vnitřního povrchu. Měření geometrických velikostí a drsnosti povrchu trubek bylo provedeno za použití elektronického TTTC-TT. Elektronický bod mikrometr, Surftest SJ-201 profilometr. Všechny nástroje a zařízení prošly nezbytnou metrologickou kalibraci.

Studené deformační parametry trubek jsou uvedeny v tabulce.

Na Obr. 1 ukazuje grafy závislosti hodnoty relativního zvýšení tloušťky stěny na stupni deformace E.

Analýza grafů na Obr. 1 ukazuje, že při válcování a výkresu v válečkovém vlka, ve srovnání s procesem výkresu v monolitického vlka, pozoruje se intenzivnější změna tloušťky trubkové stěny. To je podle autorů způsobeno rozdílem v diagramu stresového stavu kovu: při válcování a válečkovém výkresu, napětí v tahu v zaostřování deformace mají menší hodnoty. Umístění tloušťky tloušťky stěny ve výkresu válce pod změnou křivky ve tloušťce stěny během válcování je způsobeno několika velkými tahovými napětí při výkresu válce v důsledku axiálního použití deformační síly.

Pozorovány během válcování extrémní funkce změny tloušťky stěny na stupeň deformace nebo relativní komprese podél vnějšího průměru odpovídá hodnotě S / D \u003d 0,30. Analogicky s redukčním válcováním, kde se pozoruje snížení tloušťky stěny na S / D\u003e 0,35, lze předpokládat, že snížení tloušťky stěny s poměrem S / D\u003e 0,30 se vyznačuje válcováním.

Vzhledem k tomu, že jeden z faktorů určujících povahu změny tloušťky stěny je poměr tahové a radiální napětí, které zase závisí na parametru

Patentové velikosti trubek, mm S, / D, Si / SC DI / DO є

Redukční válcování (trubky z ocelového stupně 08x14mf)

Asi 9,98 2 157 O, 216 1, O 1, O 1, O

1 9,52 2,2 ° O, 2Z4 1, OZ4O, 954 1, OZ 8 O, O4

2 81O 2, Z5O O, 29O 1, O89 O, 812 1,249 O, 2O

C7, O1 2, Z24O, SZ2 1, O77 O, 7O2 1,549 O, Z5

Redace válcování (trubky z ocelového stupně 08x18N10T)

Asi 8, O6 1, O2O O, 127 1, O 1, O 1, O

1 7, oz 1,1ZO O, 161 1108 O, 872 1, O77 OH, O7

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

C 5,21 1, Z1O O, 251 1,284 O, 646 1,4O6 O, 29

Snížení s přetažením v válci Vlk (trubky z ocelového stupně 08x14mf)

Asi 12, OO 2,11 O, 176 1, O 1, O 1, O

1o, 98 2,2 O, 2OO 1, O4Z O, 915 1, O8O OH, O7

2 1O, O8 2,27 O, 225 1, O76 O, 84O 1,178 O, 15

C 9, O1 2, ZOO O, 2O1 1, O9O O, 751 1, Z52 O, 26

Snížení s tažením v monolitického vlka (trubky z ocelového stupně 08x14mf)

Asi 12, OO 2,11 O, 176 1, O 1, O 1, O

1o, 97 2,1Z5 0,195 1, O12 O, 914 1106 O, 1O

2 9,98 2,157 O, 216 1, O22 O, 8Z2 1,118 O, 19

C 8,97 2,16O O, 241 1, O24 O, 748 1,147 O, ZO

Di, Si - vnější průměr a tloušťka trubkové zdi u pana uličky.

Obr. 1. Závislost hodnoty relativního zvýšení tloušťky trubkových stěn na stupeň deformace

rA S / D je důležité studovat účinek vztahu S / D do polohy extrémní funkce změny v tloušťce tloušťky stěny trubky v procesu redukce. Podle dané práce s menšími poměry S / D je maximální hodnota tloušťky trubkové stěny pozorována při velkých deformacích. Tato skutečnost byla zkoumána na příkladu procesu redukce válcování trubek s rozměry 8,0x1,0 mm (S / D \u003d 0,127) oceli 08x18H10t ve srovnání s daty válcování trubek s rozměry 10,0x2.10 mm (s / D \u003d 0,216) ocel 08x14mf. Výsledky měření jsou znázorněny na Obr. 2.

Kritický stupeň deformace, ve které byla pozorována maximální hodnota tloušťky stěny při válcování trubek s poměrem

S / D \u003d 0,216, činil 0,23. Při válcovacích trubkách z oceli 08x18H10T není dosaženo extremum tloušťky stěny stěny, protože poměr velikosti trubky s / d i v maximálním stupni deformace nepřesáhlo 0,3. Důležitá okolnost je, že dynamika zvyšování tloušťky stěny během redukce trubek s válcováním je v opačném závislosti na poměru velikostí S / D zdrojové trubky, které ukazují grafy znázorněné na OBR. 2, a.

Analýza křivek na OBR. 2, B ukazuje také, že změna poměru S / D v procesu válcovacích trubek z ocelového stupně 08x18H10t a trubek z ocelového stupně 08x14mf má podobný kvalitativní charakter.

S0 / a) \u003d O, 127 (08x18N10T)

S0 / 00 \u003d 0,216 (08x14mf)

Stupeň deformace, b

VA \u003d 0; 216 (08x14mf)

(SO / DA \u003d 0A21 08x18H10T) _

Stupeň deformace, є

Obr. 2. Změňte tloušťku stěny (A) a poměr S / D (B) v závislosti na stupni deformace při válcování trubek s různým zdrojovým poměrem s / d

Obr. 3. Závislost relativní hodnoty drsnosti vnitřního povrchu trubek na stupeň deformace

V procesu redukce různými způsoby, drsnost vnitřního povrchu trubky také posuzuje velikost střednědobé odchylky výšky záření RA. Na Obr. 3 znázorňuje grafy závislostí relativní hodnoty parametru RA na stupni deformace během redukce trubek s válcováním a výkresem v monolitických vozech ^ Ag, RA0, resp. Parametry hrubého

vnitřní povrch trubek v průchodu pana a na zdrojové potrubí).

Analýza křivek na OBR. 3 ukazuje, že v obou případech (válcování, výkresu), zvýšení stupně deformace během redukce vede ke zvýšení parametru RA, to znamená, že zhoršuje kvalitu vnitřního povrchu trubek. Dynamika změn (zvýšení) parametru drsnosti se zvyšováním stupně deformace v případě

rozvodovací trubky s válcováním v dvoubarevných obavách významně (o přibližně dvakrát) převyšuje stejný indikátor v procesu kreslení v monolitických vlkům.

Je třeba také poznamenat, že dynamika změn ve vnitřním parametru drsnosti povrchu v souladu s výše uvedeným popisem dynamiky změny tloušťky stěny pro uvažované způsoby redukce.

Podle výsledků výzkumu lze vyvodit následující závěry:

1. Dynamika změn v tloušťce trubkových stěn pro uvažované způsoby redukce za studena stejného typu - intenzivního zesílení se zvýšením stupně deformace, následné zpomalení tloušťky stěny se zvýší s určitou maximální hodnotou s určitou maximální hodnotou určitý poměr velikosti potrubí s / d a následné snížení zvýšení tloušťky stěny.

2. Dynamika změn v tloušťce stěny trubky je v inverzní závislosti na poměru velikostí zdrojového potrubí S / D.

3. Největší dynamika zvýšení tloušťky stěny je pozorována u válcovacích a tažných procesů v válečkových vlků.

4. Zvýšení stupně deformace během redukce válcování a výkresu v monolitických vlků vede ke zhoršení stavu vnitřního povrchu trubek a zvýšení parametru drsnosti RA během válcování dochází intenzivněji než u kreslení . Vzhledem k závěrům a povaze změny tloušťky stěny v procesu deformace, může být argumentován, že tažení trubek v válečkových mlýnech

parametr RA bude méně intenzivní než pro válcování a intenzivnější ve srovnání s monolitickým přetažením.

Informace o vzorcích procesu redukce za studena budou užitečné při navrhování výrobce domácích trubek z korozivzdorných ocelí. V tomto případě, slibné pro sadu tloušťky trubek a snižování počtu průchodů je použití výkresového procesu v válečkových vlků.

Literatura

1. BISK, M.B. Studená deformace ocelových trubek. 2 h. 1: Příprava pro deformaci a výkres / M.B. Bisk, i.a. SIN, VB. Slavin. -Sverdlovsk: Mid-Ural. kn. Vydavatelství, 1976. - 232 p.

2. Savin, G.A. Prstování trubek / g.a. Savin. -M: Metalurgie, 1993. - 336 p.

3. Schweikin, V.v. Technologie válcování za studena a redukce potrubí: studie. Příspěvek / v.v. Schwekin. - Sverdlovsk: Vydavatelství. CM. Kirov, 1983. - 100 s.

4. Technologie a vybavení trubkové výroby / E. Saddy, A. S. Vavilin, v.G. Zimovets a další; Ed. V.ya. Sidic. - M.: Internet inženýrství, 2007. - 560 p.

5. Barichko, B.v. Základy technologických procesů OMD: abstraktní přednášek / b.v. Barichko, F.S. Dubinsky, V.I. Klika. - Chelyabinsk: nakladatelství, Juragu, 2008. - 131 p.

6. Potapov, i.n. Teorie výroby potrubí: studie. Pro univerzity / i.n. Potapov, A.P. Koli, V.M. Druyan. - M.: Metalurgie, 1991. - 424 p.

Yakovleva Ksenia Yureevna, Junior Beatcher, JSC Ruský výzkumný ústav pipe průmyslu (Chelyabinsk); [Chráněný emailem]

Barich Boris Vladimirovič, zástupce vedoucího oddělení bezešvého potrubí, OJSC ruský výzkumný ústav pipe průmyslu OJSC (Chelyabinsk); [Chráněný emailem]

Kuznetsov Vladimir Nikolaevich, vedoucí laboratoře studené deformace centrální tovární laboratoře, JSC "Sinar potrubí závod" (Kamensk-Uralsky); [Chráněný emailem]

Bulletin státní univerzity South Ural

Série "metalluregie" ___________2014, sv. 14, č. 1, str. 101-105

Studium dynamických změn tloušťky stěny Redu v procesu redukce

K.yu. Yakovleba, ruský výzkumný ústav trubkové a pipe průmysly (Rosniti), Chelyabinsk, Ruská federace, [Chráněný emailem],

B.v. Barichko, ruský výzkumný ústav průmyslových odvětví trubky a pipe (Rosniti), Chelyabinsk, Ruská federace, [Chráněný emailem],

V.n. Kuznetsov, JSC "Sinarský potrubí", Kamensk-Uralsky, Ruská federace, [Chráněný emailem]

Výsledky experimentálního studia dynamických změn pro tloušťku stěny trubky během válcování, kreslení jak v jednodílném, tak v kolečkových a válečkových vodách, jsou popsány. DEXTS ukazují, že s deformací zvyšováním rychlejšího růstu trubkového zdi thiknness je pozorován při válcích a výkresu s válečkem. Závěr může být vypracován, že nejvíce slibnější, jehož závěr může být vypracován, je nejslibnější

Klíčová slova: trubky vytvořené za studena, trubky tlusté stěny, trubice trubek, tloušťka stěny trubky, kvalita vnitřního povrchu potrubí.

1. BISK M.B., Grekhov I.A., Slavin V.B. KHOLODNAYA DEFORMATSIYA STAL "NYKH TRUB. Podgotovka k deformatsii I Volochenie. Sverdlovsk, Střední Ural Book publ., 1976, sv. 1. 232 P.

2. Savin G.A. Volochenie Trub. Moskva, metallurgiya public., 1993. 336 p.

3. Sheyin v.v. Tekhnologiya Kholodnoy Prokatki I RedutsiSirovaniya Trub. Sverdlovsk, Ural Polytech. Inst. Publ., 1983. 100 p.

4. Osadchiy v.ya., Vavilin A.S., Zimovets v.g. et al. Tekhnologiya I Obrudovanie Trubnogo Proizvodstva. Osadchiy v.ya. (Ed.). Moskva, Intermet Engineering Publ., 2007. 560 p.

5. Barichko B.v., Dubinskiy F.S., Kraynov V.I. OSNOVY TEKHNONICHESKIKH PROTSSSOV OMD. Chelyabinsk, Jižní Ural St. Univ. Publ., 2008. 131 p.

6. Potapov I.n., Kolikov A.P., Druhan V.M. Teoriya Trubnogo Prizvodstva. Moskva, metallurgiya public., 1991. 424 p.

Úvod

1 Stav problému na teorii a technologii profilování mnohostranných trubek ze strany nespokojenosti (literární přezkum).

1.1 Druh profilových trubek s plochými plochami a jejich použití v technice.

1.2 Hlavní způsoby výroby profilových trubek s plochými plochami.

1.4 Stále tvarovaný nástroj.

1.5 Kresba mnohostranných vinobraní trubek.

1.6 Závěry. Účel a cíle výzkumu.

2 Vývoj matematického modelu profilovací trubky s tažením.

2.1 Základní ustanovení a předpoklady.

2.2 Popis geometrie deformačního zaměření.

2.3 Popis parametrů pevnosti procesu profilování.

2.4 Vyhodnocení výplně v rozích vlků a tia facelights profilu.

2.5 Popis algoritmu pro výpočet parametrů profilování.

2.6 Počítačová analýza výkonových podmínek pro profilovací čtvercové trubky s irelevantní výkresem.

2.7 ZÁVĚRY.

3 Výpočet nástroje pro pevnost pro výkresové profilové trubky.

3.1 Nastavení problému.

3.2 Stanovení intenzivního stavu volejie.

3.3 Konstrukce zobrazovacích funkcí.

3.3.1 Square Hole.

3.3.2 Obdélníkový otvor.

3.3.3 PLANOVNÍ TANKA.

3.4 Příklad výpočtu intenzivního stavu vlků s čtvercovým otvorem.

3.5 Příklad výpočtu intenzivního stavu vlků s kruhovým otvorem.

3.6 Analýza získaných výsledků.

3.7 ZÁVĚRY.

4 Experimentální studie pro profilovací čtvercové a obdélníkové trubky s táčením.

4.1 Metodika experimentu.

4.2 Profilová čtvercová trubka s tažením v jednom přechodu na jeden volt.

4.3 Profilová čtvercová trubka s tažením pro jeden přechod s anti-antipaty.

4.4 Třífaktor lineární matematický model profilovací čtvercové trubky.

4.5 Stanovení výplně v rozích vlků a tia.

4.6 Zlepšení kalibrace kanálů vlků pro obdélníkové trubky.

4.7 ZÁVĚRY.

5 Kreslení profilu šroubovitých vířivých trubek.

5.1 Výběr technologických parametrů výkresu s tvarováním.

5.2 Definice točivého momentu.

5.3 Určení úsilí protahování.

5.4 Experimentální studie.

5.5 ZÁVĚRY.

Doporučený seznam disertačních prací

• Plnění tenkostěnných trubek s rotujícím nástrojem 2009, kandidát z technických věd Shephenko, Tatyana Sergeevna

• Zlepšení technologie nelevné výkresu tenkostěnných trubek do bloku vlků s garantovanou tloušťkou stěny 2005, kandidát z technických věd Kargin, Boris Vladimirovič

• Zlepšení procesů a strojů pro výrobu trubek profilovaných za studena na základě modelování deformace 2009, lékař technických věd Parshin, Sergey Vladimirovich

• Modelování procesu profilování mnohostranných trubek za účelem zlepšení a vybrat parametry mlýna 2005, kandidát technických věd Semenova, Natalia Vladimirovna

• Výkres trubek z anizotropního výztužného materiálu 1998, kandidát technických věd Černyaev, Alexey Vladimirovich

Disertační práce (část abstraktu autora) na téma "Zlepšení procesu profilování multi-faneted trubek neodvolatelným výkresem"

Relevance tématu. Aktivní vývoj výrobního sektoru ekonomiky, přísné požadavky na účinnost a spolehlivost výrobků, jakož i efektivnost výroby vyžadují použití typů úspojích zdrojů a technologií. Pro mnoho průmyslových odvětví stavebnictví, strojírenství, výroba nástrojů, rozhlasového inženýrství, řidičský průmysl, jeden z řešení je použití trubek ekonomického druhu (trubky tepla a radiátorů, vlnovodů atd.), Což umožňuje: zvýšit výkon instalací, pevnosti a trvanlivosti konstrukcí, snížit jejich konzistenci kovů, šetří materiály, zlepšit vzhled. Široká nomenklatura a značné množství spotřeby profilových trubek vytvořilo rozvoj jejich výroby v Rusku. V současné době je většina tvarovaných trubek vyrobena v workshopech provozovaných trubek, protože operace válcování a výkresu za studena jsou dostatečně rozvinuty v domácím průmyslu. V tomto ohledu je zvláště důležité zlepšení stávající produkce: rozvoj a výroba zařízení, zavedení nových technologií a metod.

Nejběžnější typy tvarovaných trubek jsou mnohostranné (čtvercové, obdélníkové, hex, atd.) Vysoké přesnosti trubek získaných irelevantním výkresem v jednom průchodu.

Naléhavost tématu práce je určena potřebou zlepšit kvalitu mnohostranných trubek zlepšením procesu jejich profilování bez trnu.

Cílem práce je zlepšit proces profilování multi-facepleted trubek nelezubním výkresem vývojem technik pro výpočet technologických parametrů a geometrie nástrojů.

Pro dosažení cíle je nutné vyřešit následující úkoly:

1. Vytvořte matematický model pro profilování mnohostranných trubek se nespokojeným výkresem pro posouzení podmínek napájení, s přihlédnutím k ne-aluminóznímu zákonu kalení, anizotropie vlastností a komplexní geometrie volejšového kanálu.

2. Pro stanovení podmínek napájení v závislosti na fyzikálních, technologických a strukturních parametrech profilování v případě nelibosti.

3. Vyvinout metodiku pro odhad rohů výplňových rohů vlků a tia k obličejům ve výkresu mnohostranných trubek.

4. Vyvinout metodiku pro výpočet pevnosti tvarovaných vlků pro stanovení geometrických parametrů nástroje.

5. Vyvinout metodiku výpočtu technologických parametrů při současném profilování a suchu.

6. Proveďte experimentální studie technologických parametrů procesu, který zajišťuje vysokou přesnost rozměrů mnohostranných trubek a zkontrolujte přiměřenost výpočtu technologických parametrů profilování na matematickém modelu.

Metody výzkumu. Teoretické studie byly založeny na základních ustanoveních a předpokladech teorie výkresu, teorie pružnosti, způsobu konformních mapování, výpočetní matematiky.

Experimentální studie byly prováděny v laboratoři pomocí metod matematického plánování experimentu na univerzálním testovacím stroji TDMU-30.

Autor chrání výsledky výpočtu technologických a konstrukčních parametrů profilování mnohostranných trubek se nespokojeným výkresem: způsob výpočtu pevnosti tvarovaných vlků, s přihlédnutím k normálním zatížení v kanálu; Metodika pro výpočet technologických parametrů procesu profilování multifunkovaných trubek se nespokojeným výkresem; Metodika pro výpočet technologických parametrů při současném profilování a sušení s nelezubním výkresem šroubu tenkostěnných mnohostranných trubek; Výsledky experimentálních studií.

Vědecká novinka. Vzory změn v podmínkách napájení jsou stanoveny pod profilováním mnohostranných trubek irelevantním výkresem, s přihlédnutím k nelineárnímu zákonu kalení, anizotropie vlastností a komplexní geometrie volejšového kanálu. Problém je vyřešen stanovením stresového stavu tvarovaných vlků pod působením normálních zatížení v kanálu. Úplný záznam rovnic stavu napětí-deformace při současném profilování a řezání mnohostranné trubky.

Spolehlivost výsledků výzkumu je potvrzena přísnými matematickými formulací cílů, pomocí analytických metod pro řešení problémů, moderních metod experimentálních experimentálních experimentálních dat, reprodukovatelnosti výsledků experimentu, uspokojivá konvergence vypočtených, experimentálních dat a výsledků Praxe, dodržování výsledků modelování výrobní technologie a vlastnosti hotových mnohostranných trubek.

Praktická hodnota práce je následující:

1. Režimy získaných čtvercových trubek 10x10x1mm od vysoce přesné slitiny D1, zvýšení výtěžku vhodných o 5%.

2. Rozměry tvarovaných vlků zajišťují jejich výkon.

3. Kombinace profilování a kroucení operace snižuje technologický cyklus výrobního šroubu mnohostranného trubek.

4. Vylepšená kalibrace tvarovaného vlka kanálu pro profilovací obdélníkové trubky 32x18x2mm.

Schválení práce. Hlavní ustanovení práce disertační práce jsou hlášena a projednána na mezinárodní vědecké a technické konferenci věnované 40. výročí přípravku Samara Metalurgical Plant "Nové destinace výroby a konzumace hliníku a jeho slitin" (Samara: Sgau, 2000); 11 Konference interuniverzity "Matematické modelování a regionální úkoly", (Samara: Sstu, 2001); Druhá mezinárodní vědecká a technická konference "Metallofyzika, mechanika materiálů a procesů deformace" (Samara: SGAU, 2004); XIV Stupid-Levsk Čtení: Mezinárodní vědecká konference mládeže (Kazan: KSTU, 2006); IX královské čtení: Mezinárodní vědecká konference mládeže (Samara: Sgau, 2007).

Publikace Materiály odrážející hlavní disertační práci práce jsou zveřejňovány v 11 pracích, včetně předních příspěvkových vědeckých publikací definovaných nejvyššími komisí pro potvrzení - 4.

Struktura a rozsah práce. Práce se skládá z hlavních symbolů, zavedení pěti kapitol, seznam literatury a aplikací. Práce je stanovena na 155 stran psacího stroje, včetně 74 kreseb, 14 tabulek, bibliografie od 114 položek a aplikace.

Autor je vděčný týmem oddělení tlaku na zpracování kovů na pomoc, stejně jako vedoucího, profesora oddělení, D.T.N. V.R. Cargin pro cenné připomínky a praktickou pomoc v práci.

Podobná práce Disertační práce ve specializované "technologii a stroje pro zpracování tlaku", 05.03.05 CIFRA WAK

• Zlepšení technologie a zařízení pro výrobu kapilárních trubek z nerezové oceli 1984, kandidát z technických věd Trubitsin, Alexander Filippovich

• Zlepšení technologie montáže s navrhováním kompozitních trubek komplexních průřezů s danou úroveň zbytkových napětí 2002, kandidát technických věd Fedorov, Mikhail Vasilyevich

• Zlepšení technologie a konstrukce vlků pro výrobu HEX profilů založených na modelování v systému "Billet-Tool" 2012, kandidát technických věd Malakanov, Sergey Aleksandrovich

• Studium modelů stresu deformovaného stavu kovu při kreslení trubek a vývoj metodiky pro stanovení výkonových parametrů výkresu na trnu 2007, kandidát technických věd Malevich, Nikolay Alexandrovič

• Zlepšení zařízení, nástrojů a technologických prostředků pro kreslení vysoce kvalitních přímých práškových trubek 2002, kandidát technických věd Manokhina, Natalia Grigorievna

Závěr disertační práce na téma "Technologie a tlakové stroje", Shokova, Ekaterina Viktorovna

Hlavní výsledky a závěry pro práci

1. Z analýzy vědecké a technické literatury vyplývá, že jeden z racionálních a produktivních procesů výroby tenkostěnných multiketovaných trubek (čtvercový, obdélníkový, šestiúhelník, oktamický) je proces nelibostní výkresu.

2. Matematický model byl vyvinut pro proces profilování mnohostranných trubek se nespokojeným výkresem, který umožňuje stanovení podmínek výkonu, s přihlédnutím k nelineárnímu zákonu kalení, anizotropie vlastností materiálu trubky a komplexní geometrie Volejbalový kanál. Model je implementován v programovém prostředí Delphi 7.0.

3. S pomocí matematického modelu je stanovena kvantitativní vliv fyzikálních, technologických a strukturních faktorů na výkonové parametry procesu profilování mnohostranných trubek s nelezervujícím výkresem.

4. Vyvinuté metody pro odhad plnivosti rohů rohů vlků a zázraků ploch v případě irelevantní výkresu mnohostranných trubek.

5. Způsob je vyvinut pro výpočet pevnosti ve tvaru vlků, s přihlédnutím k normálním zatížením v kanálu, na základě funkce ery stresu, metoda konformních mapování a teorie třetí síly.

6. Experimentálně konstruován třífaktorový matematický model profilování čtvercových trubek byl experimentálně postaven, což umožňuje vybrat technologické parametry, které zajišťují přesnost geometrie získaných trubek.

7. Vyvinuté a přivedené na inženýrskou úroveň, způsob výpočtu technologických parametrů se současným profilováním a kroucením mnohostranným trubkami irelevantním výkresem.

8. Experimentální studie procesu profilování multi-farmeted trubek irelevantním výkresem ukázaly uspokojivou konvergenci výsledků teoretické analýzy s experimentálními daty.

Reference výzkumu disertační práce kandidát z technických věd SHOKOVA, Ekaterina Viktorovna, 2008

1. a.c. 1045977 SSSR, MKI3 B21SS / 02. Nástroj pro kreslení tenkostěnných tvarovaných trubek textu. / V.n. Ermakov, G.P. MOISEEV, A.B. Suntsov et al. (SSSR). № 3413820; Etapa. 31.03.82; publikovat. 07.10.83, bul. №37. - ZS.

2. a.c. 1132997 SSSR, MKI3 B21SS / 00. Kompozitní vlk pro kreslení mnohostranných profilů s i počtem tváří textu. / V a. Reinne, A.a. Pavlov, E.v. Nikulin (SSSR). -S-3643364 / 22-02; Etapa. 09/16/83; publikovat. 07.01.85, bul. №1. -4c.

3. a.c. 1197756 SSSR, MKI4B21S37 / 25. Způsob výroby obdélníkových trubek textu. / P.n. Kalinushkin, vb. Furmanov et al. (SSSR). № 3783222; Oznámil 21.08.84; publikovat. 15.12.85, bul. №46. - 6c.

4. a.c. 130481 SSSR, MKA 7S5. Zařízení pro kroucení ne-kruhové profily s textem kreslení. / V.l. Kolmogorov, G.M. MOISEEV, YU.N. Shakmaev a kol. (SSSR). № 640189; Etapa. 02.10.59; publikovat. 1960, bul. №15. -2c.

5. a.c. 1417952 SSSR, MKI4v21S37 / 15. Metoda výrobního profilu mnohostranný textový text. / A.B. Yukov, A.a. Shkurenko et al. (SSSR). № 4209832; Etapa. 09.01.87; publikovat. 08.23.88, bul. №31. - 5c.

6. A.C. 1438875 SSSR, MKI3 B21С37 / 15. Způsob výroby obdélníkových trubek textu. / A.G. Mikhailov, L.B. Maslan, V.P. Buzin et al. (SSSR). № 4252699 / 27-27; Etapa. 28.05.87; publikovat. 11/23/88, bul. №43. -4c.

7. A.C. 1438876 SSSR, MKA3 B21С37 / 15. Zařízení pro reprodukci kulatých trubek do obdélníkového textu. / A.G. Mikhailov, L.B. Maslan, V.P. Buzin et al. (SSSR). № 4258624 / 27-27; Etapa. 09.06.87; publikovat. 11/23/88, bul. №43. -Sc.

8. a.c. 145522 SSSR MKI 7P410. Filtr pro kreslení trubek Text. / E.v.

9. Bush, B.K. Ivanov (SSSR). - Ne 741262/22; Etapa. 10.08.61; publikovat. 1962, bul. Č. 6. -Sc.

10. a.c. 1463367 SSSR, MKI4 B21С37 / 15. Metoda pro výrobu multifunkovaného textu textu. / V.v. Yakovlev, V.A. Shurinov, A.I. Pavlov a V.A. Belvyn (SSSR). № 4250068 / 23-02; Etapa. 13.04.87; publikovat. 03/07/89, bul. №9. -2c.

11. A.C. 590029 SSSR, MK2B21SSS / 00. Volok pro kreslení tenkostěnných mnohostranných textových profilů. / B.ji. Dynin, V.A. ALEHIN, G.P. Moiseev et al. (SSSR). № 2317518 / 22-02; Etapa. 30.01.76; publikovat. 30.01.78, bul. №4. -Sc.

12. A.C. 604603 SSSR, MKI2 B21SS / 00. Volok pro kreslení obdélníkového drátu textu. / Ji.c. Watrushin, i.sh. Berin, A.Ji. Chechurine (SSSR). -S-2379495 / 22-02; Etapa. 07/05/76; publ.30.04.78, bul. č. 16. 2 p.

13. A.C. 621418 SSSR, MKI2 B21SS / 00. Nástroj pro kreslení mnohostranných trubek s rovnoměrným počtem textu plochy. / G.a. Savin, V.I. Panchenko, v.k. Sidorenko, L.M. Schlossberg (SSSR). № 2468244 / 22-02; Etapa. 29.03.77; publikovat. 30.08.78, bul. №32. -2c.

14. A.C. 667266 SSSR, MC2 B21SS / 02. Text voloku. / A.a. Fotov, v.n. DUEV, G.P. MOISEEV, V.M. Yermakov, yu.g. Dobrý (SSSR). № 2575030 / 22-02; Etapa. 01.02.78; publikovat. 06/15/79, bul. №22, -4С.

15. A.C. 827208 SSSR, MKI3 B21SS / 08. Zařízení pro výrobu textu profilových trubek. / IA. Lyashenko, G.P. Motsev, S.M. Podoskin et al. (SSSR). № 2789420 / 22-02; nároky. 09.06.79; publikovat. 05.05.81, bul. №17. - ZS.

16. A.C. 854488 SSSR, MKI3 B21SSS / 02. Text nástrojů. /

17. S.P. Panasenko (SSSR). № 2841702 / 22-02; Etapa. 11/23/79; publikovat. 08/15/81, bul. №30. -2c.

18. a.c. 856605 SSSR, MKI3 B21SS / 02. Volok pro kreslení profilů textu. / Yu.s. Zykov, A.g. Vasilyev, A.a. Kochetkov (SSSR). №2798564 / 22-02; Etapa. 07/19/79; publikovat. 08.23.81, bul. №31. -Sc.

19. a.c. 940965 SSSR, MKI3 B21SS / 02. Nástroj pro výrobu textu profilu. / IA. Savelyev, Yu.S. Vzkříšení, A.d. OSMA-NIS (SSSR). - Ne 3002612; Etapa. 06.11.80; publikovat. 07.07.82, bul. №25. Zs.

20. Adler, yu.p. Plánování experimentu při hledání optimálních podmínek textu. / Yu.p. Adler, E.v. Markova, yu.v. Granovsky M.: Science, 1971. - 283c.

21. Alynevsky, Ji.e. Trakční úsilí se studenými odvodňovacími trubkami. / JI.E. Alshevsk. M.: Metallurgisdat, 1952.-124c.

22. Amenzade, yu.a. Teorie textu elasticity. / Yu.a. Amenzade. M.: Vyšší škola, 1971.-288С.

23. Argunov, V.n. Kalibrace textu ve tvaru profilů. / V.n. Argunov, M.Z. Yermanok. M.: Metalurgie, 1989.-206c.

24. Arysensky, yu.m. Získání racionální anisotropie v textu listů. / Yu.m. Arysensky, F.v. Grecnikov, v.yu. Aryshensky. M.: Metalurgie, 1987-141c.

25. Aryshensky, yu.m.toria a výpočty plastové tvorby textu anizotropních materiálů. / Yu.m. Arysensky, F.v. Grecnikov. - M.: Metalurgie, 1990.-304С.

26. BISK, M.B. Racionální technologie výrobního trubka-operačního nástroje. / M.B. Bisk-M.: Metalurgie, 1968.-141 p.

27. WIDOWIN, S.I. Metody výpočtu a navrhování na počítačových procesech lisovacích listů a profilů Text. / S.I. Widowin - m.: Strojírenství, 1988.-160c.

28. Vorobyov, d.n. Kalibrační nástroj pro kreslení obdélníkových trubek Text. / D.n. Vorobev d.n., v.r. Kargin, i.i. Kuznetsova // Technologie světelných slitin. -1989. . -C.36-39.

29. Vydrin, v.n. Výroba tvarovaných profilů vysoké přesnosti textu. / V.n. Udrin et al.: Metalurgie, 1977.-184c.

30. Gromov, N.P. Teorie zpracování kovů Text. / N.P. Gromov -m.: Metalurgie, 1967.-340С.

31. Gubkin, S.I. Kritika stávajících metod pro výpočet provozních napětí na OMD / PY. Gubkin // Inženýrské metody pro výpočet technologických procesů OMD. -M.: Mashgiz, 1957. C.34-46.

32. Glyaev, G.I. Stabilita příčné části trubky pod snížením textu. / G.I. Glyaev, P.N. Ivshin, V.K. Yanovich // teorie a praxe redukčních trubek. P. 103-109.

33. Glyaev, yu.g. Matematické modelování procesů OMD textu. / Yu.g. Glyaev, S.A. Chukmasov, a.b. Gubin. Kyjev: Sciences. Dumka, 1986. -240c.

34. Glyaev, yu.g.intenzifikace přesnosti a kvality textu trubek. / Yu.g. Glyaev, M.Z. Volodarsky, O.I. Lev a další: metalurgie, 1992.-238c.

35. zbraň, g.ya. Teoretické základny pro zpracování tlaku kovů. / G.ya. Pistole. M.: Metalurgie, 1980. - 456c.

36. zbraň, g.ya. Plastová formulace kovů Text. / G.ya. Gong, P.I. Polihin, b.A. Prudkovsky. M.: Metalurgie, 1968. -416C.

37. DANCHENKO, V.N. Výroba profilových trubek Text. / V.n. Danchenko,

38. V.A. Sergeeev, E.v. Nikulin. M.: Internet inženýrství, 2003. -224c.

39. Dnestrovsky, n.z. Odizolovací kovový text. / N.z. Dniester. M.: State. vědecká škola. ed. Osvětlená na h. a barva Metalurgie, 1954. - 270c.

40. Dorokhov, A.I. Změnit obvod při kreslení tvarovaných trubek. / A.i. Dorokhov / jara. Vědecké a technické Zlikvidujte informace. M.: Metalurg-Edition, 1959. - № 6-7. - str.89-94.

41. Dorokhov, A.I. Stanovení průměru původního obrobku pro beze-free-peel a válcování obdélníkových, trojúhelníkových a šestihranných trubek. / A.I. Dorokhov, V.I. Shafir // Výroba trubek / nesouhlasu. M., 1969. -SP.21. - P. 61-63.

42. Dorokhov, A.I. Axiální napětí s výkresem tvarovaných trubek bez textu trnu. / A.i. Dorokhov // tr. Ukrniti. M.: Metalugizdat, 1959. -SP.1. - str.156-161.

43. Dorokhov, A.I. Vyhlídky na výrobu studených deformovaných profilových trubek a základy moderní technologie jejich výroby textu. / A.i. Dorokhov, V.I. Reinne, A.P. USPENKO / / trubky ekonomického druhu: M.: Metalurgie, 1982. -C. 31-36.

44. Dorokhov, A.I. Racionální kalibrace válců multi-tech mlýnů pro výrobu trubek obdélníkových sekcí textu. / A.I. Dorokhov, P.v. Sav-kin, a.b. Kolpakovsky // Technický pokrok v produkci potrubí. M.: Metalurgie, 1965.-s. 186-195.

45. Emelyanenko, P.T. Textové válcování trubek a výrobní text. / P.T. Emelyanenko, A.a. Shevchenko, S.I. Borisov. M.: Metallurgizdat, 1954.-496c.

46. \u200b\u200bYermanok, M.Z. Lisování panelů slitin hliníku. M.: Metalurgie. - 1974. -232c.

47. Ermanok, M.Z. Použití nelibosti výkresu během výroby 1 "Text Text. / M.Z. Yermanok. M.: ColorMethinizace, 1965. - 101c.

48. Ermanok, M.Z. Vývoj teorie výkresového textu. / M.Z. Jermanok // Barevné kovy. -1986. №9.- P. 81-83.

49. Ermanok, M.Z. Racionální, technologie výroby obdélníkových trubek z hliníkového textu. / M.Z. Yermanok M.Z., V.F. Šampulce. // Barevné kovy. 1957. - №5. - str.85-90.

50. Zykov, Yu.S. Optimální poměr deformací ve výkresu textu pravoúhlých profilů. / YU.S. Zykov, A.g. Vasilyev, A.a. Kochetkov // Barevné kovy. 1981. - №11. -C.46-47.

51. Zykov, Yu.S. Vliv profilu výkresového kanálu na text síly. / YU.S. Zykov // Zprávy o univerzitách. Železná metalurgie. 1993. -s2. - str.27-29.

52. Zykov, Yu.S. Studium kombinované formy podélného profilu pracovní plochy textu volejjů. / YU.S. Zykov // Metalurgie a koks: Zpracování tlaku kovů. - Kyjev: Technika, 1982. - IET.78. P. 107-115.

53. Zykov, Yu.S. Optimální parametry obdélníkových profilů text. / YU.S. Zykov // Barevný megalla. 1994. - №5. - str.47-49. .

54. Zykov, Yu.S. Optimální parametry procesu kreslení obdélníkového profilu textu. / YU.S. Zykov // Barevné kovy. 1986. - №2. - P. 71-74.

55. Zykov, Yu.S. Optimální rohy tažení tažného kovového textu. / YU.S. Zykov .// Izvestia univerzity. 4m. 1990. - №4. - str.27-29.

56. Ilyushin, A.a. Plastický. První část. Text elastických plastových deformací. / A.a. Ilyushin. -M.: MSU, 2004. -376 p.

57. Kargin, V.R. Analýza nesmírného výkresu tenkostěnných trubek s antipatickým textem. / V.R. Kargin, E.v. Shokova, B.v. Kargin // Bulletin Sgau. Samara: Sgau, 2003. - №1. - str.82-85.

58. Kargin, V.R. Úvod do speciálního zpracování tlaku kovů

59. Text: tutoriál / v.r. Kargin, E.v. Shokova. Samara: Sgau, 2003. - 170c.

60. Kargin, V.R. Text výkresu vody. / V.R. Kargin // Barevné kovy. -1989. №2. - C.102-105.

61. Kargin, V.R. Základy inženýrského experimentu Text.: TUTORIAL / V.R. Kargin, V.M. Zajíci. Samara: Sgau, 2001. - 86С.

62. Kargin, V.R. Výpočet nástroje pro kreslení čtvercových profilů a trubek. / V.R. Kargin, M.V. Fedorov, E.v. SHOKOVA // Izvestia Samara vědecké centrum Ruské akademie věd. 2001. - №2. - Tz. - str.23 8-240.

63. Kargin, V.R. Výpočet zesílení stěny trubky, když je text. / V.R. Kargin, B.v. Kargin, E.v. SHOKOVA // výroba zadávání zakázek v strojírenství. 2004. -s11. -C.44-46.

64. Kasatkin, N.I. Výzkumný proces profilovaných obdélníkových trubek Text. / N.I. Casatkin, tzv. Honina, i.v. Komkova, t.t. Panova / Studium procesů zpracování neželezných kovů. - M.: Metalurgie, 1974. Problém 44. - P. 107-111.

65. Kirichenko, A.n. Analýza ekonomiky různé způsoby Výroba profilových trubek s konstantní tloušťkou stěny kolem obvodového textu. / A.N. Kirichenko, A.I. Gubin, G.I. Denisova, n.k. Khudyakova / / trubky ekonomických druhů. -M., 1982. -s. 31-36.

66. Kleenov, V.F. Výběr obrobku a výpočet nástroje pro kreslení obdélníkových trubek z textu hliníkových slitin. / V.F. Klemenov, R.I. Muratov, M.I. Erlich // Technologie světelné slitiny.-1979. - №6.- str.41-44.

67. Kolmogorov, V.l. Nástroj pro kreslení textu. / VL. Kolmogorov, S.I. Orlov, v.yu. Shevlyakov. -M.: Metalurgie, 1992. -144c.

68. Kolmogorov, B.Ji. Napětí. Deformace. Text zničení. / B.jt. Kolmogorov. M.: Metalurgie, 1970. - 229c.

69. Kolmogorov, B.Ji. Technologické úkoly výkresu a stisknutí textu: tutoriál / b.Ji. Kolmogorov. -Sverdlovsk: UPI, 1976. -sp.10. -81c.

70. Coppenfels, V. Praxe textu konformních mapování. / V. Cop-Penfels, F. Stalman. M.: IL, 1963. - 406c.

71. COFOFF, Z.A. Text pro válcování za studena. / Za. COFOFF, P.M. Solovychik, V.A. Aleshin a další. Sverdlovsk: metallurgizdat, 1962. - 432c.

72. Gruzman, yu.g. Současný stav globální výroby trubek. / Yu.g. Krukman, J1.C. Lyakhovetsky, O.A. Semenov. M.: Metalurgie, 1992. -81c.

73. Levanov, A.n. Kontaktní tření v procesech OMD textu. La.n. Leva-Nov, V.l. Colmagors, S.L. Burkin et al.: Metalurgie, 1976. - 416c.

74. Levitansky, M.D. Výpočet technických a ekonomických standardů pro výrobu trubek a profilů z hliníkových slitin na osobním počítači text. / M.D. Levitansky, E.B. Makovskaya, R.p. Nazarova // Barevné kovy. -19.92. -№2. -C.10-11.

75. Lyzov, m.n. Teorie a výpočet výrobních procesů dílů jsou flexibilní text. / M.N. Lysov M.: Strojírenství, 1966. - 236c.

76. MUSHELISHVILI, N.I. Některé z hlavních úkolů matematické teorie textu elasticity. / N.i. Mushelishvili. M.: Science, 1966. -707c.

77. OSADCHY, V.YA. Studium výkonových parametrů profilovací trubice a válečkových kalibrů Text. / V.ya. Saddy, S.A. Stepants // ocel. -1970. -M8.-S.732.

78. OSADCHY, V.YA. Vlastnosti deformace při výrobě profilových trubek obdélníkových a variabilních sekcí textu. / V.YA. Saddy, S.A. Stepants // ocel. 1970. - №8. - str.712.

79. OSADCHY, V.YA. Výpočet napětí a úsilí při přetahování textu trubek. /

80. V.YA. Siduální, a.ji. Vorontsov, S.M Karpov // Výroba válcovaných výrobků. 2001. - №10. - S.8-12.

81. OSADCHY, S.I. Station-deformo-koupelna stav s profily - robaniatext. / V.ya. Saddy, S.A. Getya, S.A. Stepanov // Izvestia univerzity. Železná metalurgie. 1984. -sa. -S.66-69.

82. Parshin, B.C. Základy systémového zlepšení procesů a studené kreslení textu trubky. / B.C. Parshins. Krasnoyarsk: Název nakladatelství Kras. Univerzita, 1986. - 192c.

83. Parshin, B.C. Text výkresu studené trubice. / B.C. Parshins, A.a. Fotov, v.A. Aleshin. M.: Metalurgie, 1979. - 240c.

84. Perlin, I.l. Teorie textu kreslení. / I.l. Perlin, M.Z. Yermanok. -M.: Metalurgie, 1971.- 448С.

85. Perlin, P.I. Kontejnery pro ploché ingoty Text. / P.I. Perlin, L.F. Towchova // So. Tr. Vnimetmash. Onti vnimemetmash, 1960. - №1. -C.136-154.

86. Perlin, P.I. Metoda pro výpočet kontejnerů pro lisování textilie Ingot Text. / P.I. Perlin // Bulletin strojírenství 1959. - №5. - S.57-58.

87. POPOV, E.A. Základy teorie textu listu. / E.A.Popov. -M.: Strojírenství, 1977. 278С.

88. Potapov, i.n. Teorie výroby trubek. / I.n. Potapov, A.P. Colikov, V.M. Druyan et al. M.: Metalurgie, 1991. - 406c.

89. Ravin, A.n. Tvorba nástroj pro lisování a kreslení profilů textu. / A.n. Ravin, E.Sh. Sukhodrev, L.R. Dudetskaya, V.l. Scherbanyuk. - Minsk: Věda a technologie, 1988. 232c.

90. Rakhtmayer, R.D. Rozdíl metody řešení problémů s hraniční hodnotou text. / R.D. Rakhtmeyer. M.: Mir, 1972. - 418c!

91. Savin, G.A. Text kreslení trubek. / G.A. Savin. M.: Metalurgie, 1993.-336c.

92. Savin, G.N. Distribuce napětí v blízkosti textu děr. / Nov.

93. Savin. Kyjev: Nukova Dumka, 1968. - 887c.

94. Segerylind, Ji. Aplikace MKE text. / Ji. Segerylind. M.: Mir, 1977. - 349С.

95. Smirnov-Alyaev, G.A. Axisymetrický úkol teorie plastového toku během komprese, distribuce a kreslení trubek textu. / G.A. Smirnov-Alyaev, G.ya. Znovu // Zprávy o univerzitách. Železná metalurgie. 1961. - №1. - P. 87.

96. Storozhev, M.V. Text pro zpracování kovů Text. / M.V. Storozhev, E.A. Popov. M.: Strojírenství, 1977. -432c.

97. Tymošenko, S.P. Text odolnosti materiálu. / S.P. Tymošenko - M.: Science, 1965. T. 1, -480с.

98. Tymošenková, S.P. Stabilita textu elastických systémů. / S.P. Tymošenko. M.: Gittle, 1955. - 568c.

99. Trusov, P.v. Vyšetřování procesu profilování trubek Groove Text. / P.v. Trusov, v.y. Sloupy, i.a. Zpracování tlaku Cron //. -Sverdlovsk, 1981. №8. - str.69-73.

100. HUCHENG, V. Příprava potrubí pro přetažení, metody výkresu a zařízení používaných při přetažení textu. / V. Hucheng // Výroba potrubí. Düsseldorf, 1975. za. s tím. M.: Metallurgizdat, 1980. - 286c.

101. Chevakin, yu.f. Výpočetní technika ve výrobě trubek textu. / Yu.f. Chevakin, A.m. Ráfky. M.: Metalurgie, 1972. -240c.

102. Chevakin, yu.f. Kalibrace nástroje pro kreslení obdélníkových trubek Text. / Yu.f. Shevaakin, N.I. Casatkin // Studium procesů zpracování neželezných kovů. -M.: Metalurgie, 1971. sv. №34. - str.140-145.

103. Chevakin, yu.f. Textový text trubky. / Yu.f. Shevaakin, a.z. Gle berg. M.: Metalurgie, 1968. - 440С.

104. Chevakin, yu.f. Výroba neželezných kovových trubek. / Yu.f. Chevakin, A.m. Rytikov, F.S. SEIDALEV M.: METALLURGIZDAT, 1963. - 355С.

105. Chevakin, yu.f., trasy a.m. Zlepšení účinnosti výroby potrubí z textu neželezných kovů. / Yu.f. Chevakin, A.m. Ráfky. M.: Metalurgie, 1968.-240c.

106. Shokova, E.v. Kalibrační nástroj pro kreslení obdélníkových trubek Text. / E.v. Shokova // XIV Tupolevsky Čtení: Mezinárodní vědecká konference mládeže, státu Kazan. thehn. un-t. Kazan, 2007. - Objem 1. - P. 102103.

107. Šrouby, A.K., Freiberg MA Výroba trubek ekonomických profilů text. / A.k. Schupov, M.A. Freiberg.-Sverdlovsk: metallurgizdat, 1963-296c.

108. Yakovlev, V.v. Přemístění obdélníkových trubek zvýšené přesnosti textu. / V.v. Yakovlev, B.A. SMELNITSKY, V.A. Balyavin a další. // Stal.-1981.-№6-S.58.

109. Yakovlev, V.v. Kontaktní napětí v případě vysídlených trubek. Text. / V.v. Yakovlev, v.v. Spellers // So: Výroba bezešvých trubek. -M.: Metalurgie, 1975. -s 3. -C.108-112.

110. Yakovlev, V.V., Kreslení obdélníkových trubek na pohybující se text trnu. / V.v. Yakovlev, V.A. Shurinov, V.A. Balyavin; Zbytek. Dnepropetrovsk, 1985. - 6c. - DEP. V černé deformaci 13.05.1985, č. 2847.

111. Automatische Ferningund Vou Profiliohren Becker H., Brockhoff H., "Blech Rohre profil". 1985. -s32. -C.508-509.

Upozorňujeme, že vědecké texty uvedené výše jsou zveřejňovány pro seznámení a získané uznáním původních textů práce (OCR). V této souvislosti mohou obsahovat chyby spojené s nedokonalostí algoritmů rozpoznávání. Ve PDF disertační práce a autorské abstrakty, které dodáváme takové chyby.