gdje je p broj trenutne iteracije; VT - kompletna metalna klizna brzina na površini instrumenta; VN je normalna brzina kretanja metala; Wn je normalna brzina alata; Napon st
- napon prinosa kao funkcija deformabilnih metalnih parametara, u određenoj točki; - prosječni napon; - intenzitet stope deformacije; X0 - brzina deformacije sveobuhvatne kompresije; KT je kazneni čimbenik na brzinu klizanja metala prema instrumentu (specificiran metodom iteracija) kn - kazne tvornice za prodiranje metala u alat; M je uvjetna viskoznost metala, specificirana je metodom hidrodinamičkih aproksimacija; - napon ili naslon sjedala tijekom valjanja; Fn presjek Kraj cijevi na koju se primjenjuje napetost ili trijem.
Izračun načina deformacije i brzine uključuje distribuciju deformacijskih stanja promjera, potrebnu vrijednost koeficijenta plastike napetosti od strane države ZOb, izračun koeficijenata kapuljača, mijepiti promjere valjaka i brzinu rotacije glavnih pogonskih motora, uzimajući u obzir karakteristike njezina dizajna.
Za prve stanice mlina, uključujući i prvi sanduk, koji se kotrlja, a za potonje, postavljene nakon posljednjeg sanduka, role, plastične napetosti koeficijenti u njima zr.i manje od potrebnog zona. Kroz takvu raspodjelu koeficijenata plastičnih napetosti u svim kavezima, izračunata debljina zida na izlazu je veća nego što je potrebno na ruti za smanjenje. Da bi se nadoknadila nedovoljna mogućnost povlačenja spremnika koji se nalaze u prvom i nakon posljednjih stanica, koje se voze, potrebno je korištenjem iterativnog izračuna kako bi se pronašla takva vrijednost ZOb, tako da je izračunata i određena debljina zida na izlazu iz države su bili isti. Što je veća veličina potrebnog ukupnog koeficijenta plastičnih napetosti u stanju zona, što je veća pogreška u njegovoj definiciji bez iterativnog izračuna.
Nakon što su iterativni izračuni izračunati koeficijente prednje i stražnje plastične napetosti, debljina stijenke cijevi na ulazu i izlaz deformacijskih stanica duž gradova redukcijskog mlina, konačno određujemo položaj prve i posljednje stanice, koja vožnja.
Naravno, promjer se određuje kroz središnji kut QK.P. Između vertikalne osi simetrije role i linije provedene iz središta kalibara podudara se s osovinom valjanja u točku na površini kalibra struje, gdje se nalazi neutralna linija deformacijskog centra Njegova površina, uvjetno se nalazi paralelno s valjkom osi. Veličina kuta QK.P., prije svega ovisi o vrijednosti stražnjeg koeficijenta zada. i prednji zur. napetost, kao i koeficijent
Haub.
Određivanje promjera valjanja u veličini kuta QK.P. Obično se izvode za kalibar, ima krug oblik s centrom u osi valjanja i promjer jednak prosječnom promjeru DSR kalibra.
Najveće pogreške u određivanju količine promjera bez uzimanja u obzir stvarnu geometrijsku veličinu kalibra bit će za slučaj kada uvjeti valjanja određuju njegov položaj ili na dnu ili u rezervatu kalibra. Što je veći oblik kalibra će se razlikovati od kruga prihvaćenog u izračunima, to će biti takva pogreška.
Maksimalni mogući raspon promjena u stvarnoj vrijednosti promjera, valjkasti kalibar je rolla. Što je veća količina valjaka formira kalibar, više relativni pogreška određivanja promjera bez uzimanja u obzir stvarnu geometrijsku veličinu kalibra.
Uz povećanje djelomične kompresije promjera cijevi u kalibra, raste razlika u obliku kružnog. Dakle, s povećanjem kompresije promjera cijevi od 1 do 10%, relativna pogreška u određivanju količine promjera bez uzimanja u obzir stvarne geometrijske veličine kalibra povećava od 0,7 do 6,3% za dvije boje, 7.1 % - za Tloval i 7,4% - za kotiropskowalkovoy "Katya" nagib kada se kinematički valjanje uvjeti, promjer valjanja na dnu kalibra.
Simultano povećanje istog
Teza o temi:
Proizvodnja cijevi
1. Sortiraj i zahtjevi regulatorne dokumentacije za cijevi
1.1 Sortiranje cijevi
OJSC "Crossow Sukavod" jedan je od najvećih proizvođača cjevastih proizvoda u našoj zemlji. Njegovi proizvodi se uspješno prodaju u zemlji i inozemstvu. Proizvodi proizvedeni u tvornici zadovoljavaju zahtjeve domaćih i stranih standarda. Međunarodne potvrde o kvaliteti koje izdaju organizacije kao što su: Američki ulje Institut (API), njemački TUV centrifikacijski centar - Rantend.
T-3 radionica je jedna od glavnih radionica poduzeća, koju proizvodi u skladu sa standardima prikazanim u tablici. 1.1.
Tablica 1.1 - Proizvedeni standardi cijevi
U radionici, cijevi od ugljika, legiranih i visoko dopiranih čeličnih razreda s promjerom d \u003d 28-89mm, a proizvodi se debljine zida s \u003d 2,5-13 mm.
Glavna radionica specijalizirana je za proizvodnju cijevi kompresora, cijevi za opće namjene i cijevi namijenjene naknadnoj hladnoj redistiranju.
Mehanička svojstva proizvedenih cijevi moraju odgovarati navedenoj tablici. 1.2.
1.2 Zahtjev regulatorne dokumentacije
Proizvodnja cijevi u radionici T-3 Crog se provodi na raznim regulatornim dokumentima kao što su GOST, API, DIN, NFA, ASTM i drugi. Razmotrite zahtjeve prikazane DIN 1629.
1.2.1
Ovaj se standard primjenjuje na besprijekorne okrugle cijevi iz neobičnih čelika. Kemijski sastav Čelici koji se koriste za proizvodnju cijevi daju se u tablici 1.3.
Tablica 1.2 - Mehanička svojstva cijevi
Tablica 1.3 - Kemijski sastav čelika
Cijevi proizvedene u skladu s ovim standardom koriste se prvenstveno u različitim uređajima u proizvodnji spremnika i polaganja cjevovoda, kao i općenito inženjerstvo i izradu instrumenata.
Dimenzije i granična odstupanja cijevi prikazana su u tablici 1.4., Tablica 1.5., Tablica.1.6.
Duljina cijevi određena je udaljenosti između njegovih ciljeva. Vrste duljine cijevi prikazane su u tablici 1.4.
Tablica 1.4 - Vrste duljine i dopuštene devijacije duljine
Tablica 1.5 - dopuštena odstupanja promjera
Tablica 1.6 - Dopuštene debljine zida
Cijevi bi trebale biti što je moguće više. Odstupanje od kruga treba ležati unutar dopuštenih odstupanja za vanjski promjer.
Cijevi moraju biti ravno po oči, ako je potrebno, mogu se instalirati posebni zahtjevi za ravno.
Cijevi se moraju obrezati okomito na osovinu cijevi i ne bi smjela imati burrs.
Vrijednosti za linearne mase (težina) su dane u standardu DIN 2448. Sljedeća odstupanja od tih vrijednosti dopuštena su:
za zasebnu cijev + 12% - 8%,
za opskrbu vaganjem od najmanje 10T + 10% -5%.
U standardnoj oznaci za cijevi odgovarajućeg DIN 1629, označena je:
Imenovanje (cijev);
Glavni broj DIN dimenzionalnog standarda (DIN 2448);
Glavne veličine cijevi (vanjski promjer × debljina zida);
Glavna zaliha (DIN 1629);
Skraćeni naziv branda čelika.
Primjer uvjetnog određivanja cijevi prema DIN 1629 s vanjskim promjerom od 33,7 mm i debljine stijenke od 3,2 mm od čelika ST 37.0:
Cijev DIN 2448-33.7 × 3.2
DIN 1629-ST 37.0.
1.2.2 Tehnički zahtjevi
Cijevi trebaju biti u skladu sa zahtjevima standardnih i tehnoloških propisa odobrenih na propisani način.
Na vanjskoj i unutarnjoj površini cijevi i spojnica ne bi trebala biti zarobljena, školjke, zalasci sunca, snopovi, pukotine i pješčane.
Dopuštena je debata i skidanje tih nedostataka, pod uvjetom da njihova dubina ne prelazi granicu minus odstupanje preko debljine zida. Zavarivanje, zacketkanka ili brtvljenje neispravnih mjesta nije dopušteno.
Na mjestima gdje se debljina zida može mjeriti izravno, dubina neispravnih mjesta može premašiti određenu vrijednost pod uvjetom da se sačuva minimalna debljina zida, koja se određuje kao razlika između nazivne debljine cijevi i maksimalnog otklona ograničiti za to.
Odvojite manje strahove, udubljenja, rizike, tanki sloj ljestvice i drugih nedostataka uzrokovanih proizvodnim metodom, ako ne dobiju debljinu zida izvan granica minus odstupanja.
Mehanička svojstva (snaga prinosa, vlačna čvrstoća, relativno proširenje tijekom pauze) mora biti u skladu s vrijednostima navedenim u tablici 1.7.
Tablica 1.7 - Mehanička svojstva
1.2.3 Pravila prihvaćanja
Cijevi se prezentiraju prihvaćanju stranaka.
Stranka bi se trebala sastojati od cijevi jednog kondicionalnog promjera, jedne skupine i skupine čvrstoće, jednog tipa i jednog izvršenja i popraćene jedinstvenim dokumentom koji potvrđuje usklađenost njihove kvalitete na zahtjeve standarda i koji sadrži:
Ime proizvođača;
Uvjetni promjer cijevi i debljina zida u milimetrima, dužina cijevi u metrima;
Tip cijevi;
Skupina čvrstoće, broj taljenja, maseni frakcija sumpora i fosfora za sve vagone uključene u seriju;
Brojevi cijevi (od - do svakog taljenja);
Rezultati ispitivanja;
Standardna oznaka.
Provjera izgleda, veličina defekata i geometrijskih veličina i parametara treba biti podvrgnuta svakom dijelu stranke.
Masena frakcija sumpora i fosfora treba provjeriti iz svakog taljenja. Za cijevi od metala drugog poduzeća, masenija frakcija sumpora i fosfora trebala bi dati dokument o kvaliteti proizvođača proizvođača metala.
Da biste provjerili mehanička svojstva metala odabrana je jednom cijevi svake veličine iz svakog taljenja.
Da biste provjerili poravnavanje, odaberite jednu cijev iz svakog taljenja.
Testiranje za nepropusnost Unutarnji hidraulički tlak treba podvrgnuti svakoj cijevi.
Po primitku nezadovoljavajućih rezultata ispitivanja, barem jedan od pokazatelja na njemu provodi se ponovljenim testovima na dvostrukom uzorku od iste serije. Rezultati ponovljenih testova primjenjuju se na cijelu seriju.
1.2.4 Metode ispitivanja
Inspekcija vanjske i unutarnje površine cijevi i spojnice se vizualno proizvode.
Dubina defekata treba provjeriti u mirovanju ili na drugi način u jedno-tri mjesta.
Provjera geometrijskih veličina i parametara cijevi i spojke treba provoditi korištenjem univerzalnih mjernih instrumenata ili posebnih uređaja koji osiguravaju potrebnu točnost mjerenja, u skladu s tehničkom dokumentacijom odobrenom na propisani način.
Određena je zakrivljena na krajnjim dijelovima cijevi, na temelju veličine progibnog procvata, a izračunava se kao što je to bio iskopan iz podjele progibnog buma u milimetrima na udaljenost od mjesta - mjerenja do najbližeg kraja cijevi u metrima.
Provjera cijevi po masi trebaju se provoditi na posebnim sredstvima za vaganje s točnošću koja osigurava zahtjeve ovog standarda.
Testni test treba provesti prema DIN 50 140 na kratkim uzdužnim uzorcima.
Da biste provjerili mehanička svojstva metala iz svake odabrane cijevi, izrezan je jedan uzorak. Uzorci trebaju biti rezani duž bilo kojeg kraja cijevi metodom koja ne uzrokuje promjene u strukturi i mehanička svojstva metala. Dopušteno je ispraviti kraj uzorka za snimanje okidača testnog stroja.
Trajanje ispitivanog hidrauličnog tlaka mora biti najmanje 10 sekundi. Kada se testira u zidu cijevi, ne bi trebalo otkriti curenje.
1.2.5 Označavanje, pakiranje, transport i skladištenje
Obilježavanje cijevi treba provesti u sljedećem glasnoće:
Na svakoj cijevi na udaljenosti od 0,4-0,6 m od kraja, oznaka treba jasno primijeniti s utjecajem ili katicijom:
Broj cijevi;
Zaštitni znak proizvođača;
Mjesec i godina izdanja.
Mjesto primjene označavanja treba kružiti ili naglasiti stabilnom svjetlosnom bojom.
Visina znakova za označavanje treba biti 5-8 mm.
Uz mehaničku metodu primjene oznake cijevi, dopušteno je pronaći ga u jednom redu. Dopušteno je na svakoj cijevi da se nanosi broj taljenja.
Pored načina rada za označavanje ili razumijevanje na svakoj cijevi treba označiti stabilnu svjetlosnu boju:
Uvjetni promjer cijevi u milimetrima;
Debljina zida u milimetrima;
Vrsta izvršenja;
Ime ili zaštitni znak proizvođača.
Visina znakova za označavanje treba biti 20-50 mm.
Svi znakovi za označavanje treba nanositi duž cijevi formiranje. Dopušteno je primijeniti znakove označavanja okomito na metodu valjanja.
Prilikom učitavanja u jednom automobilu trebaju biti cijevi samo jedne serije. Cijevi se transportiraju u paketima, čvrsto povezane ne manje od dva mjesta. Masa paketa ne smije prelaziti 5 tona, a na zahtjev potrošača - 3 tona. Dopušteno je poslati u jedan automobil paketa cijevi različitih serija, pod uvjetom da su odvojeni.
2. Tehnologija i oprema za proizvodnju cijevi
2.1 Opis glavne opreme T-3
2.1.1 Opis i kratke tehničke karakteristike štednjaka s koracima (PSH)
Peć s hodanje dna radionice T-3 dizajnirana je za zagrijavanje okruglih gredica promjera 90 ... 120 mm, duljina z ... 10 m od ugljika, niskolegiranog i nehrđajućeg čelika nehrđajućeg čelika nehrđajućeg čelika prije firmware na TPA-80.
Peć se nalazi u sobi T-3 trgovine na drugom katu u letovima A i B.
Projekt peći proveo je žirometrijski grad Sverdlovsk 1984. godine. Puštanje u pogon provedeno je 1986. godine.
Peć je kruta metalna konstrukcija dotaknuta vatrostalnim i toplinskim izolacijskim materijalima. Unutarnje veličine peći: Dužina - 28,87 m, širina - 10.556 m, visina - 924 i 1330 mm, operativne karakteristike peći prikazani su u tablici 2.1. Pod peć je napravljena u obliku fiksiranih i pokretnih greda, s kojima se praznine transportiraju kroz peć. Grede se tupaju s toplinskim izolacijskim i vatrostalnim materijalima i uokvirene posebnim slušalicama od lijevanja otpornog na toplinu. Gornji dio grede izrađen je od MC-90 Mullitxoxorunda. Luk peći je suspendiran iz oblikovanih vatrostalnih materijala i izoliran je toplinski izolacijski materijal, Za održavanje peći i održavanja zidova, zidovi su opremljeni radnom prozorima, prozor za podizanje i prozor za istovar metala. Svi prozori opremljeni su prigušivačima. Grijanje peći provodi se prirodnim plinom, u kombinaciji s vrhom GR plamenika (plamenik niskog tlaka) ugrađen na luku. Peć je podijeljena u 5 termalnih zona 12 plamenika u svakoj. Zrak za izgaranje se isporučuje s dva ventilatora VM-18a-4, od kojih jedan služi kao sigurnosna kopija. Dimni plinovi se uklanjaju kroz sakupljač dima, koji se nalaze na luku na početku peći. Nadalje, prema sustavu metalnih obrubljenih proizvoda i konja, uz pomoć dva diymososos, WGDN-19 dimnih plinova baca se u atmosferu. Flipper je instaliran s dvostrukim cjevastim cjevastim pločicama (CP-250) za zagrijavanje zraka koji se isporučuje za spaljivanje. Za potpunije odlaganje topline ispušnih plinova, sustav za uklanjanje dima je opremljen jednokomom peći za grijanje (PPO).
Izdavanje grijanog liketa iz peći provodi se uz pomoć unutarnjih valjaka za hlađenje vode čiji valjci imaju mlaznicu otpornu na toplinu.
Peć je opremljena sustavom industrijske televizije. Između kontrolnih panela i štita kipije nalazi se zvučnici.
Peć je opremljena automatskim sustavima kontrole toplinske režima, automatske sigurnosti, upravljačkih čvorova radnih parametara i signalnih odstupanja od norme. Sljedeći parametri podliježu automatskoj regulaciji:
Temperatura peći u svakoj zoni;
Omjer "plinskog zraka" na zonama;
Plinski tlak ispred peći;
Pritisak u radnom prostoru peći.
Osim automatskog načina rada, daljinski se način navodi. Sustav automatskog upravljanja uključuje:
Temperatura peći u zonama;
Temperatura u širini peći u svakoj zoni;
Temperatura plinova koji teče iz peći;
Temperatura zraka nakon povrata topline;
Temperaturu odlaznih plinova ispred rekuperatora;
Temperatura dima ispred dima;
Potrošnja prirodnog plina na peći;
Protok zraka do peći;
Ispuštanje u Borovu ispred dima;
Tlak plina u općoj kolibi;
Tlačni plin i zrak u zona kolektora;
Tlak u peći.
Peć sadrži cut-off prirodnog plina sa svjetlosnim zvukom signalizacijom kada plin i tlak zraka padne u zona kolektora.
| Potrošnja prirodnog plina na pećnici (maksimalno) nm 3 / sat | 5200 |
| 1 zona | 1560 |
| 2 zone | 1560 |
| 3 zona | 1040 |
| 4 zona | 520 |
| 5 zona | 520 |
| Tlak prirodnog plina (maksimum), kPa prije | |
| pećnica | 10 |
| plamenik | 4 |
| Protok zraka u peć (maksimalno) nm 3 / sat | 52000 |
| Tlak zraka (maksimum), kPa prije | |
| pećnica | 13,5 |
| plamenik | 8 |
| Pritisak pod lukom | 20 |
| Temperatura grijanja metala, ° C (maksimalno) | 1200...1270 |
| Kemijski sastav proizvoda za izgaranje u četvrtoj zoni,% | |
| Co2 | 10,2 |
| O 2. | 3,0 |
| TAKO | 0 |
| Temperatura proizvoda za izgaranje ispred rekuperatora, ° C | 560 |
| Temperatura grijanja zraka u oporavku, ° s | Do 400. |
| Tempo raspodjele praznina | 23,7...48 |
| Performanse peći, TN / sat | 10,6... 80 |
Sustav alarma za hitne slučajeve također radi kao:
Podizanje temperature u 4. i 5. zona (t Cp \u003d 1400 ° C);
Povećanje temperature dimnih plinova ispred rekuperatora (t s p \u003d 850 ° C);
Povećanje temperature dimnih plinova ispred dimnog sustava (T c \u003d 400 ° C);
Pad tlaka rashladne vode (P cf \u003d 0,5 atm).
2.1.2 Kratke tehničke karakteristike Vruća linija rezanja
Vruća linija rezanja izrade je dizajnirana za problem grijane šipke u škarama, rezanje izratka na traženim dužinama, uklanjanju rezanja praznine od škare.
Kratka tehnička karakteristika vruće rezne linije prikazana je u tablici 2.2.
Sastav vruće rezne linije opreme uključuje same škare (SCMZ dizajne) za rezanje praznine, mobilne zaustavljanja, transportnog valjka, zaštitnog zaslona za zaštitu opreme od toplinskog zračenja iz prozora istovara PSP-a. Škare su dizajnirane za rezanje metala, međutim, kao posljedica bilo kakvih uzroka u nuždi, nastaje rezidualna puzanja, tada je instaliran padobran i kutija u jami, u blizini škare. U svakom slučaju, rad vruće rezne linije obratka mora biti organiziran kako bi se uklonilo formiranje obrezivanja.
| Parametri šipke za rezanje | |
| Duljina, M. | 4,0…10,0 |
| Promjer, mm. | 90,0…120,0 |
| Maksimalna masa, kg | 880 |
| Duljina praznina, m | 1,3...3.0 |
| Temperaturne šipke s | 1200 |
| Performanse, računala / h | 300 |
| Brzina prijevoza, m / s | 1 |
| Zaustavljanje pokreta, mm | 2000 |
| Valjak | |
| Promjer bačve, mm | 250 |
| Duljina bačva, mm | 210 |
| Promjer jahanja, mm | 195 |
| Korak valjci, mm | 500 |
| Potrošnja vode na valjci hlađenom vodom, m 3 / h | 1,6 |
| Potrošnja vode za valjku za vodu ohlađena s vodenim slovima, M3 / h | 3,2 |
| Potrošnja vode na zaslonu, m 3 / h | 1,6 |
| Razina zvuka, DB, nema više | 85 |
Nakon zagrijavanja šipke i izdavanja, prolazi kroz termostat (kako bi se smanjio pad temperature u duljini obratka), doseže mobilnu stanicu i izrezana je na radni komad potrebne duljine. Nakon što je proizvodnja rezanja, mobilni fokus raste s pneumatskim cilindrom, prazno se prenosi valjkom. Nakon njezina prolaza preko naglaska pada u radni položaj i ponovan je ciklus ponovne uporabe. Da biste uklonili skalu od valjki valjci, škare o vrućim rezanjem osigurava hidroklorinski sustav, kako bi se uklonio rub žlijeba i pripravni okvir. Bljesak nakon napuštanja valjkastih rezanja, pada na usvojeni valjak valjača.
2.1.3 Uređaj i tehničke specifikacije glavne i pomoćne opreme odjeljka firmvera
Firmware je dizajniran za firmware kontinuiranog liketa u šuplje rukav. Na TPA-80 nalazi se 2-valjani firmware mlin s Barreloidnim ili oživljavanjem valjaka i vodiča pravila. Tehničke karakteristike firmware prikazane su u tablici 2.3.
Prije mlin za firmware nalazi se valjak za hlađenje vode, namijenjen za primanje obratka od vruće rezne linije i transportirajući ga u središte. Rolling se sastoji od 14 voda hlađenih valjaka s pojedinačnim pogonom.
| Dimenzije šivanja obratka: | |
| Promjer, mm. | 100…120 |
| Duljina, mm. | 1200…3350 |
| Gils veličine: | |
| Vanjski promjer, mm | 98…126 |
| Debljina zida, mm | 14…22 |
| Duljina, mm. | 1800…6400 |
| Broj okretaja glavnog pogona, rpm | 285…400 |
| Zupčanik zupčanika | 3 |
| Motor moć, kw | 3200 |
| Kut hrane, ° ° | 0…14 |
| Kotrljanja: | |
| Maksimalni radijalni, kn | 784 |
| Maksimalna aksijalna, kn | 245 |
| Maksimalni okretni moment na roli, knm | 102,9 |
| Promjer radnika kotrlja, mm | 800…900 |
| Namjena vijka: | |
| Najveći potez, mm | 120 |
| Brzina putovanja, mm / s | 2 |
Centralna je dizajnirana da kuku centru produbljivanje promjera 20 ... 30 mm i dubinu od 15 ... 20 mm na kraju grijanog liketa i pneumatski cilindar u kojem bubnjar s vrhom vrhom.
Nakon centracije, grijani prazno ulazi u rešetku za naknadno prijenos na recepciji firmvera.
Prednja tablica firmvera dizajnirana je za primanje grijanog liketa, valjanje kroz rešetku, kombinirajući osovinu obratka s osi firmvera i držite ga tijekom firmvera.
Na izlaznoj strani mlin, valjne jezgre trpenice, koje podržavaju i centraju šipku, kako ispred firmvera iu procesu firmware, kada se radi o visokim aksijalnim naporima i moguća je uzdužna savijanja.
U centrima se nalazi stacionarni mehanizam za hard-podešavanje s glavom za otvaranje, služi za opažanje aksijalnih napora koji djeluju na šipku s mandrelom, podešavajući položaj mandrela u fokusu deformacije i preskakanje rukava izvan firmware.
2.1.4 Uređaj i tehničke karakteristike glavne i pomoćne opreme kontinuiranog dijela čelika
Kontinuirani kamp je dizajniran za valjanje grubih cijevi promjera 92 mm s debljinom zida od 3 ... 8 mm. Rolling se provodi na dugim plutajućem mandrelu s duljinom od 19,5 m. Kratke tehničke karakteristike kontinuiranog mlina prikazane su u tablici 2.4., Tablica 2.5. Daje se omjeri zupčanika mjenjača.
Kada se valjaju, kontinuirani mlin djeluje na sljedeći način: valjanje iza grla od firmvera se transportira pri brzini od 3 m / s do mobilnog toka i, nakon zaustavljanja, korištenjem lančanog transportera se prenosi na mrežu prije kontinuiranog mlina i povratka na poluge za dozator.
| Ime | Vrijednost | |
| Vanjski promjer nacrta cijevi, mm | 91,0…94,0 | |
| Debljina zida nacrta cijevi, mm | 3,5…8,0 | |
| Maksimalna duljina cijevi nacrta, m | 30,0 | |
| Promjer trake kontinuiranog mlina, mm | 74…83 | |
| Duljina mandrel, m | 19,5 | |
| Promjer vukova, mm | 400 | |
| Duljina bačva, mm | 230 | |
| Valjaka promjera vrata, mm | 220 | |
| Udaljenost između osi kaveza, mm | 850 | |
| Tijek gornjeg tlačnog vijka s novim valjcima, mm | Do | 8 |
| Sljenuti | 15 | |
| Tijek donjeg tlačnog vijka s novim valjcima, mm | Do | 20 |
| Sljenuti | 10 | |
| Brzina podizanja okretanja, mm / s | 0,24 | |
| Učestalost rotacije motora glavnog pogona, RPM | 220…550 | |
Ako postoje nedostaci na rukavu, operatorski priručnik okreće se na preklapanju i replikateri ga usmjeravaju u džep.
Prikladan rukavac s poluga poluga polaganja ulazi u žlijeb, pritisnute stezaljke sa stezaljkama, nakon čega se trn uvodi u rukavu pomoću navođenih valjaka. Nakon što dođe do prednjeg kraja trake prednjeg rezanja košuljice, stezaljka se oslobađa, a rukavac je postavljen na kontinuirani kamp s guranjem valjci. U isto vrijeme, brzina rotacije povlačenja valjci i rukava je postavljena na takav način da je do trenutka napadaj rukav prvi kavez kontinuiranog mlina prednji kraj trake je izvučen 2,5 ... 3 m.
Nakon kotrljanja na kontinuiranom mlinu, crno šibanje cijevi s mandrelom ulazi u bager mandrela, kratka tehnička karakteristika prikazana je u tablici 2.6. Nakon toga, valjanje cijevi se transportira do područja obrezivanja stražnjeg kraja i prikladan je za stacionarnu pulpu na dijelu obrezivanja stražnjeg kraja cijevi, tehničkih karakteristika opreme parcele Plak se daje u tablici 2.7. Nakon što je stigao do cijevi ispušta se vrpca vijka na rešetku ispred valjanja valjanja. Nadalje, cijev se kotrljaju duž rešetke na niveling valjanje valjanja, pogodna je za padinu koja određuje duljinu obrezivanja, a komad rešetke se prenosi s valjka za izravnavanje na rešetki prije valjanja valjanja kotrljanja stražnjeg kotrljanja ,
Osječen kraj cijevi prenosi transporter za čišćenje u spremnik za metalni otpad, koji se nalazi izvan radionice.
Tablica 2.5 - Mjenjač prijenosa kontinuiranih mlinskih mjenjača i snage motora
2.1.5 Načelo rada glavne i pomoćne opreme dijela smanjenja mlina i hladnjaka
Oprema za ovaj odjeljak namijenjen je transportiranju nacrta cijevi kroz instalaciju indukcijsko grijanje, valjanje na smanjenje mlin, hlađenje i daljnje transport do područja hladnog rezanja.
Grijani nacrt cijevi ispred redukcijskog mlina provodi se u postavci grijanja INZ 9000 / 2.4 koji se sastoji od 6-grijaćih blokova (12 induktora) postavljenih neposredno prije mlin za smanjenje. Cijevi ulaze u instalaciju indukcije jedan nakon drugog kontinuiranog protoka. U odsutnosti cijevi iz kontinuiranog mlina (kada se zaustavi najam) može se slati na indukcijsku instalaciju na čekanju "hladne" cijevi. Duljina cijevi navedenih u postrojenju ne bi trebalo biti više od 17,5 m.
Vrsta sredstva za smanjenje - 24 kabel, 3 role s dva valjka referentna pozicija i individualne pogonske ćelije.
Nakon vađenja na mlin za smanjenje, cijev ulazi u prskalicu i na stolu za hlađenje, ili odmah u tablicu za hlađenje mlin, ovisno o zahtjevima za mehanička svojstva gotove cijevi.
Dizajn i tehničke karakteristike raspršivača, kao i parametri hlađenja cijevi u njemu su komercijalna tajna "OJSC Crestovor opskrba" i u ovom radu se ne daju.
Tablica.2.8. Prikazana je tehnička karakteristika jedinice grijanja, u tablici 2.9.- Kratka tehnička karakteristika redukcijskog mlina.
Tablica 2.8 - Kratka tehnička karakteristika za instalaciju grijanja Inz-9000 / 2.4
2.1.6 Oprema za rezanje cijevi za mjerenje duljine
Za rezanje cijevi na mjerljivim duljinama u trgovini T-3, vila za rezanje viloga Wagner modela je korišten od strane WVC 1600R modela, čiji su tehnički karakteristici dani u tablici. 2.10. Korišteni su i modeli KV6R - tehničke karakteristike u tablici 2.11.
| Naziv parametra | Vrijednost | |
| Promjer rezanih cijevi, mm | 30…89 | |
| Širina rezanih paketa, mm | 200…913 | |
| Debljina zida rezanih cijevi, mm | 2,5…9,0 | |
| Duljina cijevi nakon rezanja, m | 8,0…11,0 | |
| Duljina narezanih cijevi | Front, mm. | 250…2500 |
| Straga, mm. | ||
| Promjer pila diska, mm | 1600 | |
| Broj zuba na piljevini, računalima | Segmenti | 456 |
| Karži | 220 | |
| Brzina rezanja, mm / min | 10…150 | |
| Minimalni promjer diska, mm | 1560 | |
| Hranite čeljust vile diska, mm | 5…1000 | |
| Maksimalna vlačna čvrstoća, n / mm2 | 800 | |
2.1.7 Oprema za uređivanje cijevi
Cijevi sjeckane na mjernoj duljini u skladu s narudžbom se šalju uređivanje. Uređivanje se provodi na odgovarajućim RVV320X8 strojevima, namijenjenim za uređivanje cijevi i ugljika i niskolegiranih čeličnih šipki i niskolegiranih markica u hladnom stanju s zakrivljenjem izvora do 10 mm po mjesečnom metru. Tehničke karakteristike ispravnog RVV 320x8 stroja daju se u tablici. 3.12.
| Naziv parametra | Vrijednost |
| Širina jednog reda paketa, mm | Ne više od 855. |
| Širina otvaranja stezaljke obratka, mm | Od 20 do 90 |
| Prolaz u vertikalnom smjeru isječka obratka, mm | Ne više od 275. |
| Pomicanje po jednom disku Pomicanje, mm | 650 |
| Speed \u200b\u200bFeed Disk (bebes) mm / min | Ne više od 800. |
| Brzo obrnuti disk, mm / min | Ne više od 6500. |
| Brzina rezanja, m / min | 40; 15; 20; 30; 11,5; 23 |
| Dužina paketa penjanja na bočnoj strani, mm | Najmanje 250. |
| Dužina paketa paketa na povezanoj strani, mm | Ne manje od 200. |
| Promjer pila diska, mm | 1320 |
| Broj segmenata na pijeskom disku, računalima | 36 |
| Broj zuba na segmentu, računalima | 10 |
| Promjer obrađenih cijevi, mm | Od 20 do 90 |
| Naziv parametra | Vrijednost | |
| Promjer ravnih cijevi, mm | 25...120 | |
| Debljina zida rafiniranih cijevi, mm | 1,0...8,0 | |
| Duljina naprezanja, m | 3,0...10,0 | |
| Brzina protoka metala rafiniranih cijevi, kgf / mm2 | Promjer 25 ... 90 mm | Do 50 |
| Promjer 90 ... 120 mm | Do 33. | |
| Brzina uređivanja cijevi, m / s | 0,6...1,0 | |
| Korak između sjekira valjaka, mm | 320 | |
| Promjer valjaka u vratu, mm | 260 | |
| Broj valjaka, računala | Voziti | 4 |
| Besposlen | 5 | |
| Kutovi postavljaju role, ° | 45 ° ... 52 ° 21 ' | |
| Najveći tijek gornjih valjaka s gornjeg ruba donjeg, mm | 160 | |
| Rotacija rotacije | tip motora | D-812. |
| Napon, B. | 440 | |
| moć, kwt | 70 | |
| Brzina rotacije, RPM | 520 | |
2.2 Postojeća tehnologija proizvodnje cijevi na TPA-80 OJSC "Crusharovavod"
Ulazak u radni komad u obliku šipke, pohranjene u domaćem skladištu. Prije trčanja u proizvodnji, podvrgava se posebnom stalku selektivnim pregledom, ako je potrebno - popravak. U mjestu za pripremu, vage su instalirane za kontrolu težine, lansirani metal u proizvodnji. Billeti iz skladišta s elektromostičkom dizalicom nalaze se na rešetku za utovar ispred peći i napunjene u grijanu peći pomoću crpke upravljanja u skladu s rasporedom i brzinom najma.
Usklađenost s shemom polaganja praznina je vizualno od strane metalne ploče. Bljesak u pećnici se učitava pojedinačno u svaki, kroz jedan ili više koraka ploča za pomične grede ovisno o brzini najma i mnoštva rezanja. Kada mijenjate čelični stupanj, taljenje i veličine cijevi, odredišna jedinica proizvodi odvajanje čeličnih razreda, taljenje na sljedeći način: Dužinom obratka 5600-8000 mm, taljenje se razdvoji s pomak prvih prvih šipki u širina peći; Čelični stupnjevi su odvojeni pomicanjem četiriju prvih šipki na širini peći; S duljinom obratka 9000-9800mm, odvajanje čeličnih razreda, otapanja jedni od drugih s ostackerom s intervalom od 8-10 koraka, kao i brojanje količine zasađenog u PSP-u i novčanici Izdano, koje se kontroliraju od strane PSP metalnog pojačale i škare s vrućim rezanjem pospite pomirenjem s kontrolnim panelima. TPA-80; Kada mijenjate veličinu (valjanje mlin) kotrljanja cijevi, plakat metala do peći prestaje iza "5-6 koraka" za zaustavljanje mlina, kada je metal zaustavio na pretovar, "stisne 5-6 koraka" natrag. Kretanje gredica kroz peć provodi se tri pokretne grede. U pauze, pokretni ciklus, pokretne grede su instalirane na razini hrane. Potrebno vrijeme grijanja osigurano je mjerenjem vremena ciklusa ciklusa. Driver u radnom prostoru trebao bi biti od 9,8 PA do 29.4 pa, brzina protoka zraka \u003d 1.1 - 1.2.
Kada se zagrijava u pećnicama praznih pečata, trajanje grijanja je uzrokovano metalom, vrijeme boravka u pećnici koja je najveća. Visokokvalitetno metalno grijanje osigurano je uniformnim prolaskom praznine duž cijele duljine peći. Grijani novčanice izdaju se na unutarnjem riziku istovara i izdaju se na vruću liniju rezanja.
Da bi se smanjilo donje rublje praznine tijekom zastoja, termostat se nalazi na valjkastim prijevozu zagrijanih praznina do škaraca, kao i mogućnost povratka (na uključivanje obrnutog) ne izrezati praznine u pećnicu i pronaći ga tijekom zastoja.
Tijekom rada moguća je stanica vruće peći. Stop vruće peći je zaustavljanje bez isključivanja opskrbe prirodnog plina. Uz vruće zaustavljanja, pokretne zračne grede su instalirane na razini fiksiranja. Učitavanje i istovar prozora su zatvoreni. Koeficijent protoka zraka s "gorivom" sekvencom se smanjuje od 1,1-1,2 do 1,0: -1,1. Tlak u peći na razini razine postaje pozitivan. Prilikom zaustavljanja mlina: do 15 minuta - temperatura zona instalirana je na donjoj granici i "stiskanje" metala za dva koraka; Od 15 minuta do 30 minuta - temperatura u zona III, IV, V se smanjuje za 20-40 0 S, u zona I, II za 30-60 0 s od donje granice; Više od 30 minuta - temperatura u svim zonama smanjena je za 50-150 ° C u usporedbi s donjom granicom ovisno o trajanju besposlenosti. Praznine su "glupi" natrag na 10 koraka. Uz trajanje zastoja od 2 do 5 sati potrebno je osloboditi greda IV i V zone peći. Zračnice iz zona I i II ispuštaju se u džep. Metalno istovar se provodi metalnim podovima s PU-1. Temperatura u V i IV zonama smanjena je na 1000-i050 ° C. Pri zaustavljanja dulje od 5 sati, cijela pećnica oslobođena je metala. Porast temperature provodi se korak prema 20-30 ° C, s brzinom podizanja temperature od 1,5-2,5 ° C. / min. Uz povećanje vremena grijanja metala zbog niske stope najam, temperatura u I, II, III zonama se spuštaju s B0 0 C, 40 0 \u200b\u200bC, 20 0, od donje granice, i temperaturu u zona IV, V na donjim menadžerima. Općenito, tijekom stabilnog rada cijele jedinice, temperatura u zonama se distribuira na sljedeći način (tablica 2.13).
Nakon zagrijavanja, prazno pada na vruću reznu liniju obratka. Sastav vruće rezne linije opreme uključuje škare za rezanje obratka, mobilnog zaustavljanja, transportnog valjka, zaštitnog zaslona za zaštitu opreme od topline iz prozora za istovar pećnice s ubrzanim slijeganjem. Nakon zagrijavanja šipke i izdavanja, prolazi kroz termostat, doprijeti do mobilnog zaustavljanja i izrezana je na radni komad potrebne duljine. Nakon proizvodnje rezanja, mobilni fokus raste s pneumatskim cilindrom, prazno se prenosi valjanjem. Nakon prolaska za zaustavljanje, spušta se u radni položaj i nedavni ciklus se nastavlja.
Tablica 2.13 - distribucija temperature u pećima po zonama
Izmjereni novčanik s valjanjem za škare se prenosi u središte. Uzgojna prazna se prenosi na mrežu prije mlin za firmware, koji se vraća do kašnjenja i, kada je izlazna strana spremna, prenosi se u žlijeb, koji je zatvoren poklopcem. Uz pomoć siromaštva, kada je žetva podignuta, prazno je postavljeno u zoni deformacije. U zoni deformacije, novčanica je firmware na mandrelu koju drži štap. Rod leži na staklu potiska glave mehanizma za podešavanje tvrdoglavog podešavanja, čiji otvor ne dopušta bravu. Uzdužno savijanje šipke od aksijalnih napora koji se pojavljuju tijekom valjanja spriječiti zatvorenim centrima čije su osi paralelne s osi šipke.
U radnom položaju, valjci se odvode oko klipnjačnog pneumatskog cilindra kroz sustav poluge. Kako se prednji kraj približava rukav, jezgra valjci su dosljedno uzgajani. Nakon završetka firmvera billeta, pneumatski cilindar se spušta niz prve valjke, koji pomiču rukav iz valjaka kako bi se zarobili poluge za presretanje štapa, a zatim će se preklopiti brava i prednja glava, izvanredni i rukavici smanjene su pri brzini.,
Nakon firmware rukava, valjak se transportira do mobilne stanice. Nadalje, rukavac pomiče lančani transporter na ulaznu stranu kontinuiranog mlina. Nakon transportera čahure na nagnutim rešetkama do raspršivača, koji odgađaju rukav prije ulazne strane kontinuiranog mlina. Pod vodičima nagnute rešetke nalazi se džep za prikupljanje neispravnih rukava. Uz nagnutu rešetku, rukavac se resetira u prihvatni padobran kontinuiranog mlina s kopčićima. U ovom trenutku, dugačak mandra se uvodi u rukavu s jednim parom trenja valjaka. Nakon što se dođe do naprijed kraja prednjeg kraja rukav, ispuštena je stezalica rukavca, dva para povlačenja valjaka i gilware s mandrelom postavljeni su na kontinuirani mlin. U isto vrijeme, brzina rotacije povlačenjem valjci i povlačenjem valjaka, čahuru se izračunava na takav način da u vrijeme hvatanja rukav prve zavjese kontinuiranog mlina, produžetak mandrela iz rukava bio je 2.5-3.0 m. U tom smislu, linearna brzina vučnih valjaka mora biti 2,25-2,5 puta veća od linearne brzine povlačenja rukava.
Rolirane cijevi s mandalima naizmjenično se prenose na osovinu jednog od dognumenkih dijelova. Glava trne prolazi kroz košuljicu izvlakača i zarobljen je umetanjem stiska, a cijev u prsten lubana. Kada se lanac obruča kreće, izlazi iz cijevi i pada na lančani transporter, koji ga prenosi u dvostruko valjanje valjanja, transportirajući trke iz oba oklada u hladnjaku.
Nakon uklanjanja mandrela, gruba cijev ulazi u pile za podrezivanje stražnjeg kraja spoola.
Nakon indukcijskog grijanja, cijev je postavljena u redukcijskom mlinu s dvadeset četiri trilk stanice. U redukcijskom mlinu određena je broj radnih stanica, ovisno o veličini veličine valjanih cijevi (od 9 do 24 stanica), a sanduci su isključeni, počevši od 22 do strane smanjenja broja stanica , Kavez 23 i 24 sudjeluju u svim programima valjanja.
Tijekom valjanja, role se kontinuirano ohlade vodom. Kada se cijevi kreću duž stola za hlađenje u svakoj vezi, ne bi trebala biti više od jedne cijevi. Kada se valjaju vruće deformirane cijevi, namijenjene za proizvodnju cijevi kompresora kompresora skupine skupine "K" iz čeličnog razreda 37G2c nakon redukcijskog mlina, provodi se ubrzano podesivo hlađenje cijevi u prskalicama.
Brzina protoka cijevi kroz raspršivač treba stabilizirati pri brzini redukcijskog mlina. Kontrola preko stabilizacije brzine provodi operator prema operativnoj nastavi.
Nakon što je smanjenje cijevi unesena na rashladnu tablicu s pješačkim gredama gdje se ohladi.
Iza stola za hlađenje, cijevi se sakupljaju u jednoslojnim paketima za rezanje krajeva i rezanje na mjernoj duljini na pile hladnog rezanja.
Završene cijevi stižu do tablice OTV inspekcije, nakon inspekcije, cijevi su povezane s paketima i poslane u skladište gotovih proizvoda.
2.3 Obrazloženje dizajna rješenja
Uz veličanstveno smanjenje cijevi s napetošću na PPP-u postoji značajna uzdužna razlika krajeva cijevi. Uzrok terminalnog kolnika cijevi je nestabilnost aksijalnih napetosti u nestacionarnim načinima deformacije pri punjenju i otpuštanju millinskih stanica s metalom. Krajnje parcele se smanjuju pod uvjetima značajno manjih uzdužnih vlačnih naprezanja od glavnog (prosječnog) dijela cijevi. Povećanje debljine zida na krajnjim područjima, superiorna od dopuštenih odstupanja, čini ga potrebnim za uklanjanje znatnog dijela gotove cijevi
Norme terminalne rezanja smanjenih cijevi na TPA-80 of OJSC "Cruscharovavod" prikazane su u tablici. 2.14.
Tablica 2.14 - Edanje cijevi cijevi na TPA-80 OJSC "Crocker zalihe"
2.4 Obrazloženje dizajna rješenja
Uz veličanstveno smanjenje cijevi s napetošću na PPP-u postoji značajna uzdužna razlika krajeva cijevi. Uzrok terminalnog kolnika cijevi je nestabilnost aksijalnih napetosti u nestacionarnim načinima deformacije pri punjenju i otpuštanju millinskih stanica s metalom. Krajnje parcele se smanjuju pod uvjetima značajno manjih uzdužnih vlačnih naprezanja od glavnog (prosječnog) dijela cijevi. Povećanje debljine zida na krajnjim područjima, superiorna od dopuštenih odstupanja, čini potrebnim ukloniti značajan dio gotove cijevi.
Norme terminalne rezanja smanjenih cijevi na TPA-80 of OJSC "Cruscharovavod" prikazane su u tablici. 2.15.
Tablica 2.15 - Rezanje krajeva cijevi na TPA-80 OJSC "Crossow"
gdje je prednji dio PC-a zadubljen cijev; ZK-stražnja zgusnuta cijev.
Približno godišnji gubitak metala u zgusnutim krajevima cijevi u T-3 radionici OJSC "Crossavod" čine 3000 tona. Prilikom rezanja duljine i težine obrezanih zadebljanih krajeva cijevi za 25%, godišnji porast dobiti će biti oko 20 milijuna rubalja. Osim toga, ušteda troškova bit će spremljena na alat za rezanje paketa, električnu energiju itd.
Osim toga, u proizvodnji praznog hoda za drapirane radionice, moguće je smanjiti uzdužnu razliku u cijevi, spašeni metal zbog smanjenja uzdužne pregrade za daljnje povećanje proizvodnje vrućih valjanih i hladno deformiranih cijevi ,
Kontinuirane cjevovodne jedinice su najperspektivnije postrojenja visokih performansi za proizvodnju vrućih valjanih bešavnih cijevi odgovarajućeg sortiranja.
Agregati uključuju firmware, kontinuirani nadstrešnica i sredstva za smanjenje. Kontinuitet tehnološkog procesa, automatizacija svih transportnih operacija, velika duljina valjanih cijevi pruža visoke performanse, kvalitetne cijevi preko površine i geometrijskih veličina
U posljednjih nekoliko desetljeća, intenzivan razvoj proizvodnje cijevi metodom kontinuiranog valjanja: izgrađen i pušten u rad (u "Italiji, Francuskoj, SAD-u, Argentini) izgrađeni su, rekonstruirani (u Japanu) kontinuiranim kotrljačkim trgovinama, opremom za nove radionice (u Uveden je NRK), razvijen i projekte za izgradnju radionica (u Francuskoj, Kanadi, SAD-u, Japanu, Meksiku).
U usporedbi s agregatima koji se stavljaju u rad u 60-ima, novi mlinovi imaju značajne razlike: uglavnom se proizvode cijevi u području nafte, te u vezi s radionicama, izgrađene su velike površine kako bi završili ove cijevi, uključujući opremu za njihovo iskrcavanje završava, toplinske obrade, cijevi za rezanje, proizvodnja kuploma, itd.; Raspon veličina cijevi bio je značajno proširen: maksimalni promjer povećao se s 168 na 340 mm, a debljina stijenke je od 16 do 30 mm, što je postalo moguće zbog razvoja procesa valjanja na dugim mandrelom, kreću se na podesivu brzinu, umjesto plutajuće. Novi agregati kotrljanja cijevi koriste kontinuirano polaganje prazno (kvadratno i okrugli), što je osiguralo značajno poboljšanje u tehničkim i ekonomskim pokazateljima njihovog rada.
Prstenasti pećnici (TPA 48-340, Italija) i dalje su naširoko koristi za zagrijavanje praznine (TPA 48-340, Italija), zajedno s ovim, početi koristiti pećnice s bočnom bojom (TPA 27-127, Francuska, TPA 33 -194, Japan). U svim slučajevima, visoki performans moderne jedinice osigurava se podešavanjem jedne peći velike, jedinice snage (performanse do 250 t / h). Za zagrijavanje cijevi prije nego se koriste redukcija (kalibracija), pećnice s pješačkim gredama.
Glavni mlin za dobivanje rukava i dalje ostaje dvobojni čelik valjani mlin, čiji je dizajn poboljšan, na primjer, zamjenom stacionarnih linija s diskovima pogona. U slučaju uporabe kvadratnih gredica, vijčani mlin u tehničkoj liniji prethodi ili pritiskom na mlin (TPA 48-340 u Italiji, TPA 33-194 u Japanu), ili mlin za umjeravanje lica i Pritisnite za duboku nosač (TPA 60-245, Francuska).
Jedan od glavnih smjerova za daljnji razvoj kontinuiranog metoda valjanja je korištenje trn koji se kreće pri podesivoj brzini u procesu valjanja, umjesto plutajuće. Uz pomoć posebnog mehanizma koji razvija silu zadržavanja od 1600-3500 kn, mandat je postavljen na određenu brzinu (0,3-2,0 m / s), koja je podržana ili dok se cijev ne ukloni iz mandrela tijekom Proces valjanja (držeći mandat) ili u određeni trenutak koji počinje od kojih se certifikat kreće kao plutajuće (djelomično zadržano trge). Svaka od ovih metoda može se koristiti u proizvodnji cijevi određenog promjera. Dakle, za cijevi malog promjera, metoda valjanja na plutajućoj traci, srednja vrijednost (do 200 mm) - na djelomično održanoj, velik (do 340 mm ili više) - na jedan.
Primjena na trajnim mlinovama koja se kreću pri podesivoj brzini (održanoj, djelomično držani) u zamjenu za plutanje osigurava značajno širenje sortiranja, povećanje duljine cijevi i povećanje njihove točnosti. Predstavljaju zanimanje odvojenih dizajnerskih rješenja; Na primjer, upotreba šipke mlin za firmware kao djelomično zadržanu područnicu kontinuiranog mlina (TPA 27-127, Francuska), ekstralirani ulazak mandrela u rukavu (TPA 33-194, Japan).
Novi agregati opremljeni su modernim smanjenjem i umjeravanjem mlinova, a jedan od tih mlinova se najčešće koristi. Stolovi za hlađenje dizajnirane su za primanje cijevi nakon smanjenja bez pre-rezanja.
Ocjenjivanje trenutnog općeg stanja automatizacije mlina cijevi, mogu se primijetiti sljedeće značajke.
Prometne operacije vezane uz kretanje valjanog i alata u jedinici su automatizirane sasvim u potpunosti koristeći tradicionalne lokalne (uglavnom ne-kontaktne) uređaje za automatizaciju. Na temelju takvih uređaja i bilo je moguće uvesti jedinice visokih performansi s kontinuiranim i diskretnim kontinuiranim tehnološkim procesom.
Zapravo, tehnološki procesi, pa čak i individualne operacije na mlinovi za cijevi automatski su automatizirani, to je očito nije dovoljno iu tom dijelu, njihova razina automatizacije je znatno inferiorna od postignutog, na primjer, u području kontinuiranih lisnatih mlinova. Ako je uporaba kontrolnih računalnih strojeva (UMM) za lisnate mlinove postalo praktički široko priznati standard, onda za cijevi, primjeri su još uvijek u Rusiji, iako trenutno postoji razvoj i implementacija ACS TP i ASUP je postao norma. U međuvremenu, na brojnim mlinovama cijevi, u našoj zemlji postoje uglavnom primjeri industrijske implementacije pojedinih podsustava automatiziranih kontrolnih tehnoloških procesa pomoću specijaliziranih uređaja koji su korišteni pomoću poluvodičke logike i elemenata računalne tehnologije.
Obilježeno stanje je zbog dvije okolnosti. S jedne strane, do nedavno, zahtjevi kvalitete, a prije svega, stabilnosti veličina cijevi, bili su zadovoljni s obzirom na jednostavna sredstva (posebno, racionalne strukture opreme mlin). Ovi uvjeti nisu stimulirali savršeniji i, naravno, složeniji razvoj, na primjer, koristeći relativno skupo, a ne uvijek dovoljno pouzdan UMM. S druge strane, korištenje posebnih nestandardnih tehnika automatizacije moguće je samo za jednostavnije i manje učinkovite zadatke, dok je bilo značajnih troškova vremena i sredstava za razvoj i proizvodnju, koji nije doprinijelo napretku u regiji pod obzir.
Međutim, povećanje suvremenih zahtjeva za proizvodnju cijevi, uključujući kvalitetu cijevi, ne može se zadovoljiti tradicionalnim rješenjima. Štoviše, kao što je praksa pokazuje, značajan udio napora na zadovoljavanju tih zahtjeva su na automatizaciji, a trenutno je potrebno automatski promijeniti te načine tijekom valjanja cijevi.
Suvremena dostignuća u području upravljanja električnom energijom i razne automatizacije tehničkih sredstava, prvenstveno u području mini-računala i mikroprocesorske opreme, omogućuju radikalno poboljšanje automatizacije cjevovoda i agregata, prevladavanje različitih proizvodnih i ekonomskih ograničenja.
Korištenje modernog automatizacije tehničkih sredstava podrazumijeva istodobno povećanje uvjeta za ispravnost zadataka i izbor načina rješavanja, a posebno - na izbor najučinkovitijih načina utjecaja na tehnološke procese, rješenje ovog zadatka Može se olakšati analizom postojećih najučinkovitijih tehničkih rješenja za automatizaciju mlina.
Studije kontinuiranih cjevovodnih jedinica kao objekti za automatizaciju pokazuju da postoje značajne rezerve daljnjeg poboljšanja tehničkih i ekonomskih pokazatelja automatizacijom tehnološkog procesa kotrljanja cijevi na ovim agregatima.
Kada se kotrljaju u kontinuiranom mlinu na dugim plutajućem mandrelu, također se vodi razlika uzdužnu razlika. Debljina zida stražnjih krajeva nacrta cijevi je veća od sredine 0,2-0,3 mm. Duljina stražnjeg kraja s zgnječenim zidom jednak je 2-3 interlealne praznine. Zadebljanje zida popraćeno je povećanjem promjera na mjestu, odlikuje se na jednom međusmjernom razmaku sa stražnjeg kraja cijevi. Zbog prolaznih načina, debljina stijenke prednjih završavanja je 0,05-0,1 mm manja od sredine, kada se kotrljanje s napetošću zida prednjih krajeva cijevi također zadebljava. Uzdužna razlika u crnim cijevima se održava nakon naknadnog smanjenja i dovodi do povećanja duljine stražnjeg reza od zadebljanih krajeva gotovih cijevi.
Kada se valjaju u reduciranjem sredstva za istezanje, zid završava cijevi je zagubljen zbog smanjenja napetosti u usporedbi s instaliranim načinom rada, koji se javlja samo prilikom punjenja 3-4 stoljeća. Krajevi cijevi s zbelim zidom su odsječeni, a pridruženi metalni otpad uzrokuje ravnični dio ukupnog potrošnog koeficijenta na jedinici.
Ukupna priroda uzdužnog kolnika cijevi nakon kontinuiranog mlina gotovo je potpuno prenesena na gotove cijevi. To je uvjeren rezultatima kotrljanja cijevi s dimenzijama od 109 x 4,07 - 60 mm na pet načina napetosti na redukciji ugradnje 30-102 yuts. U procesu eksperimenta u svakom brzom načinu rada, odabrano je 10 cijevi, od kojih su terminalni dijelovi su izrezani na 10 dijelova 250 mm, a tri mlaznice su izrezane od sredine, smještene na udaljenosti od 10, 20 i 30 m od prednjeg kraja. Nakon debljine debljine stijenke na instrumentu, dešifriranje pare dijagrama i usrednjavanje podataka konstruirane su grafičke ovisnosti, prikazane na Sl. 54.
Prema tome, označene komponente cjelokupnog rada cijevi imaju značajan utjecaj na tehničke i ekonomske pokazatelje djelovanja kontinuiranih jedinica, povezani su s fizičkim karakteristikama valjanja procesa u kontinuiranim i smanjenim mlinicama i mogu se ukloniti ili značajno smanjiti samo Posebnim automatskim sustavima koji mijenjaju postavku mlin u procesnoj valjkastoj cijevi. Legistar priroda ovih komponenti pločnika omogućuje vam da koristite načelo softvera upravljanja u srcu takvih sustava.
Poznate druge tehnička rješenja Zadaci za smanjenje završetka otpada tijekom redukcije koristeći automatske sustave kontrole procesa za kotrljanje cijevi u redukcijskom mlinu s pojedinačnim aktuatorom (FRG patenti br. 1602181 i UK 1274698). Zbog promjena u brzinama valjaka, kada valjaju prednji i stražnji krajevi cijevi, stvara se dodatna sila napetosti, što dovodi do smanjenja longitudinalnih partiminala. Postoje informacije da takvi sustavi za ispravljanje softvera brzine glavnih pogona mlin za redukciju djeluju na sedam stranih kotrljajućih agregata, uključujući dvije jedinice s kontinuiranim mlinicama u Mülgeymu (Njemačka). Agregati isporučuju Mannesmann (Njemačka).
Druga jedinica je pokrenuta 1972. godine i uključuje 28-centrirani redukcijski mlin s pojedinačnim pogonima, opremljenim sustavom za ispravljanje brzine. Promjene brzine prilikom prolaska krajeva cijevi provode se u prvih deset stanica, postupno, kao aditivi za operativnu vrijednost brzine. Maksimalna promjena brzine odvija se na sanduku broj 1, minimum - na broju sanduka 10. Kako se senzori položaja cijevi završavaju u mlinu, daju naredbe za promjenu brzine, koriste se fotorele. U skladu s usvojenom shemom korekcije brzine, prehrana pojedinačnih aktuatora prvih deset stanica provodi se na shemi preokretanja protiv paramele, naknadne stanice - ne-eksperimentalnom shemom. Primijećeno je da se korekcija brzina vožnje od reduktora omogućuje povećanje prinosa prikladnog po jedinici za 2,5% s miješanim proizvodnim programom. Uz povećanje stupnja smanjenja promjera, taj se učinak povećava.
Postoje slične informacije o opremi dvadeset metala za smanjenje žitarica u Španjolskoj, sustav za korekciju brzine. Promjene brzine izvođenjem prvih 12 stanica. U tom smislu također se pružaju različiti programi napajanja.
Treba napomenuti da je oprema smanjenja mlinova u sastavu kontinuiranih agregata kotrljanja cijevi sustava za ispravljanje brzine ne dopušta da u potpunosti riješi problem smanjenja završetka otpada tijekom redukcije. Učinkovitost takvih sustava treba se smanjiti s smanjenjem stupnja smanjenja promjera.
Sustavi tehnološkog procesa softverskih odjela su najjednostavniji u provedbi i daju veliki ekonomski učinak. Međutim, uz njihovu pomoć, moguće je povećati točnost veličina cijevi samo smanjenjem jedne od triju komponenti - uzdužnog kolnika. Kako se studije pokazuju, glavni udio u općoj raspršivanju debljine zidova gotovih cijevi (oko 50%) pada na poprečnu razliku. Fluktuacije u srednjoj debljini stijenki cijevi u serijama je oko 20% ukupnog raspršivanja.
Trenutno je smanjenje poprečne varijacije moguće samo poboljšanjem tehnološkog procesa kotrljanja cijevi na mlinovima koji su dio jedinice. Primjeri primjene automatskih sustava za te svrhe nisu poznati.
Stabilizacija srednje debljine zidova cijevi u serijama moguće je poboljšanjem tehnologije valjanja, dizajn stanica i električnog pogona, te kroz automatske sustave kontrole procesa. Smanjenje raspršivanja debljina zidova cijevi u seriji omogućuje vam da značajno povećati produktivnost agregata i smanjiti potrošnju metala zbog valjanja u području minus tolerancija.
Za razliku od softverskih sustava, sustavi namijenjeni stabilizaciji prosječne debljine zidova cijevi trebaju uključivati \u200b\u200bu njihov sastav senzora kontrole geometrijskih veličina cijevi.
Poznato je da tehnički prijedlozi opremiju smanjenje mlinova automatskom stabilizacijom debljine stijenke cijevi. Struktura sustava ne ovisi o vrsti jedinice koja sadrži mlin za smanjenje.
Kompleks sustava kontrole procesa za kotrljanje cijevi u kontinuiranim i smanjenim mlinovama namijenjenim za smanjenje završetka otpada tijekom redukcije i povećanja točnosti cijevi smanjenjem uzdužnog kolnika i raspršivanje prosječne debljine zida tvori agregat.
Upotreba računala za kontrolu proizvodnje i automatizacije tehnološkog procesa kotrljanja cijevi je prvi put implementiran na kontinuiranoj cijevi kotrljanja 26-114 u Mülgeymu.
Jedinica je dizajnirana za valjanje s plinovodom od 26-114 mm, debljina zida je 2,6-12,5 mm. Agregat uključuje prstenastu peć, dva firmware mlinova, 9-cenoe kontinuirani mlin i 24-jezgreni mlin s pojedinačnim pogonom od 200 kW motora.
Druga jedinica s kontinuiranim mlinom u Mülgeymu, pričvršćena je 1972. godine, opremljena je snažnijem računalom, na koje se dodjeljuju šire funkcije. Jedinica je dizajnirana za kotrljanje cijevi promjera do 139 mm, a debljina zida je do 20 mm i sastoji se od mlina s firmverom, osam kabelskih kontinuiranih mlina i dvadeset žitarica s pojedinačnim pogonom.
Kontinuirana kotrljanja cijevi u Velikoj Britaniji, slomljena 1969. godine, također je opremljena računalom koja se koristi za planiranje učitavanja jedinice i kao informacijski sustav kontinuirano kontrolira parametre valjanog i alata. Kontrolna kvaliteta cijevi i praznina, kao i točnost postavki mlina, provodi se u svim fazama tehnološkog procesa. Informacije iz svakog mlina ulaze u računalo za obradu, nakon čega se izdaje za mlinove za operativno upravljanje.
U riječi, zadatak automatizacije procesa valjanja pokušava riješiti u mnogim zemljama, uklj. i naše. Razviti matematički model upravljanja kontinuiranim mlinovima, potrebno je znati učinak određenih tehnoloških parametara na točnost gotovih cijevi, za to je potrebno razmotriti značajke kontinuiranog valjanja.
Značajka smanjenja cijevi s napetošću je veća kvaliteta proizvoda kao rezultat formiranja manjih poprečnih varijacija, za razliku od valjanja bez napetosti, kao i mogućnost dobivanja malih promjera. Međutim, s ovim valjanjem primijeće se povećana uzdužna razlika na krajevima cijevi. Zagubljeni krajevi tijekom redukcije s napetošću formiraju se zbog činjenice da su prednji i stražnji krajevi cijevi kada prolaze kroz jezgru nisu izloženi punom učinku napetosti.
Napetost karakterizira veličina napona istezanja u cijevi (X). Najcjelovitija karakteristika je plastični koeficijent napetosti, koji predstavlja omjer uzdužnog naprezanja cijevi na metalnom deformacijskom otpornošću u sanduku.
Obično se reducirajući mlin podešen na takav način da je koeficijent plastične napetosti u srednjim stanicama ravnomjerno raspoređen. U prvim i nedavnim stanicama postoji povećanje i smanjenje napetosti.
Kako bi se pojačao proces smanjenja i dobivanje tankih cijevi, važno je znati maksimalnu napetost koja se može stvoriti u redukcijskom mlinu. Maksimalna vrijednost koeficijenta plastičnih napetosti u mlinu (Z max) ograničena je na dva čimbenika: povlačenjem sposobnosti valjaka i uvjeta razbijanja cijevi u mlinu. Kao rezultat istraživanja, utvrđeno je da s ukupnom kompresijom cijevi u mlinu do 50-55%, Z Max je ograničen na sposobnost povlačenja valjaka.
T-3 radionica, zajedno s EFI, Vnipi "Tyazhpromelektroproekt" i poduzeće "Pitajte" stvorili su osnovu ACS-TP sustava na jedinici TPA-80. Trenutno, sljedeće komponente ovog sustava funkcioniraju: Uzn-N, UZN-P, Ethernet komunikacijska linija, sve ruke.
3.2 Tablica izračuna
Glavno načelo izgradnje tehnološkog procesa u suvremenim instalacijama je da se dobije na kontinuiranom mlinu cijevi jednog trajnog promjera, što omogućuje upotrebu praznog prostora i čahuru je također trajni promjer. Dobivanje cijevi traženog promjera osigurano je smanjenjem. Takav radni sustav olakšava i pojednostavljuje postavku mlin, smanjuje park alata i, što je najvažnije, omogućuje vam održavanje visokih performansi cijele jedinice čak i kada valjanje cijevi minimalnog (nakon redukcije) promjera.
Tablica kotrljanja računa se na potez valjanja u skladu s postupkom opisanim u. Vanjski promjer cijevi nakon smanjenja određuje veličinu posljednjeg para valjaka.
D p 3 \u003d (1,010..1,015) * d o \u003d 1,01 * 33,7 \u003d 34 mm
gdje je d p gotova cijev nakon redukcijskog mlina.
Od nakon kontinuiranog mlina izlazi cijev od jednog promjera, onda prihvaćamo d h \u003d 94 mm. U kontinuiranim mlinicama, kalibracija valjka osigurava dobivanje u posljednjim parnim rolama unutarnjeg promjera cijevi veće od 1-2 mm promjera, tako da će promjer mandra biti jednak:
H \u003d D H - (1..2) \u003d D H -2S N-2 \u003d 94-2 * 3,2-2 \u003d 85,6 mm.
Usvajamo promjer mandrel jednake 85 mm.
Unutarnji promjer rukava mora osigurati slobodnu primjenu mandrela i traje 5-10 mm veće od promjera mandra
d R \u003d N + (5..10) \u003d 85 + 10 \u003d 95 mm.
Zid rukava prihvaća:
S R \u003d SH + (11..14) \u003d 3,2 + 11,8 \u003d 15 mm.
Vanjski promjer rukava određuje se na temelju veličine unutarnjeg promjera i debljine zida:
D R \u003d D G + 2S g \u003d 95 + 2 * 15 \u003d 125 mm.
Promjer korištenog liketa d z \u003d 120 mm.
Promjer mandrel firmware je odabran uzimajući u obzir veličinu valjanja, tj. Podizanje unutarnjeg promjera rukava koji čine 3% do 7% unutarnjeg promjera:
N \u003d (0,92 ... 0,97) d g \u003d 0,93 * 95 \u003d 88 mm.
Koeficijenti crtanja za firmware, kontinuirane i smanjenje mlinova određuju se formulama:
,
Koeficijent zajedničkog hooda je:
Slično tome, izračunava se tablica kotrljanja za cijevi s veličinom od 48,3 × 4,0 mm i 60,3 × 5,0 mm.
Tablica valjanja prikazana je u tablici. 3.1.
| Veličina gotovih cijevi, mm | Promjer obratka, mm | Firmware Stan. | Kontinuirani stan. | Smanjenje STANA. | Zajednički koeficijent haube | ||||||||||
| Vanjski promjer | Debljina zida | Veličina rukava, mm | Promjer mandrel, mm | Koeficijent ekstraza | Veličine cijevi, mm | Promjer mandrel, mm | Koeficijent ekstraza | Veličina cijevi, mm | Broj stanica | Koeficijent ekstraza | |||||
| Promjer | Debljina zida | Promjer | Debljina zida | Promjer | Debljina zida | ||||||||||
| 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 Kalibracija smanjenja mlinskih rola
Kalibracija valjaka važan je dio izračuna načina rada. U velikoj mjeri određuje kvalitetu cijevi, trajnost alata, raspodjelu opterećenja u radnim stanicama i pogon.
Kalibracijski izračun valjaka uključuje:
a) raspodjela privatnih deformacija u gradovima mlin i broje prosječne promjere kalibra;
b) Određivanje veličine kalibra ventila.
3.3.1 Distribucija privatnih deformacija
Prema prirodi promjena privatnih deformacija kaveza redukcijskog mlina može se podijeliti u tri skupine: glavu na početku mlina, u kojoj se kompresije intenzivno povećavaju tijekom valjanja; Kalibriranje (na kraju mlina), u kojem se deformacije smanjuju na minimalnu vrijednost, a skupina stanica između njih (prosječna), u kojoj su privatne deformacije maksimalne ili bliske njima.
Kada se kotrljaju cijevi s napetošću veličine privatnih deformacija, uzima se na temelju stanja stabilnosti profila cijevi s veličinom plastične napetosti koja osigurava unaprijed određenu cijev.
Koeficijent opće plastične napetosti može se odrediti formulom:
,
gdje - aksijalne i tangencijalne deformacije uzete u logaritamskom obliku; Vrijednost se određuje u slučaju trivijalnog kalibera pomoću formule
T \u003d. 
,
gdje je (S / d) CP je srednji omjer debljine zida na promjer za razdoblje soja cijevi u mlinu; K-koeficijent uzimajući u obzir promjenu stupnja debljine cijevi.
,
,
gdje je m vrijednost ukupne deformacije cijevi u promjeru.
.
,
.
Veličina kritične privatne kompresije s ovim koeficijentom plastične napetosti, prema, može doseći 6% u drugom sanduku, 7,5% u trećem kavezu i 10% u četvrtom kavezu. U prvim sanducima preporučuje se primanje u rasponu od 2,5-3%. Međutim, kako bi se osigurala stabilna hvatanje, obično se smanjuje veličina kompresije.
U prezeditonu i novčanom kazni mlina se također smanjuje, ali smanjiti opterećenja na valjcima i povećati točnost gotovih cijevi. U posljednjem kavezu kalibrirajuće skupine, kompresija se uzima jednak nuli, pretposljednji do 0,2 kompresije u posljednjem kavezu srednje skupine.
U srednje grupa Cele se prakticiraju ujednačena i neravna raspodjela privatnih deformacija. Uz ujednačenu raspodjelu kompresije u svim stanicama ove skupine, oni su trajni. Neravnomjerna raspodjela privatnih deformacija može imati nekoliko opcija i biti karakterizirane sljedećim zakonima:
kompresija u srednjoj skupini se proporcionalno smanjuje iz prvih stanica u potonji - padajući način rada;
u nekoliko prvih stanica srednje grupe smanjene su privatne deformacije, a ostatak su stalni;
kompresija u srednjoj skupini prvo se povećava, a zatim smanjiti;
u nekoliko prvih stanica srednje grupe, privatne deformacije su ostavljene trajne, a u ostatku se smanjuju.
S padajućim načinima deformacije u prosječnoj skupini stanica, razlike u vrijednosti valjanja i opterećenja se smanjuju, uzrokovane rastom otpornosti deformacije metala kao valjanje, zbog smanjenja temperature i povećati brzinu deformacije. Vjeruje se da smanjenje kompresije do kraja mlina također vam omogućuje da poboljšate kvalitetu vanjske površine cijevi i smanjite poprečnu razliku.
Prilikom izračunavanja kalibracije valjaka prihvaćamo jedinstvenu raspodjelu spojeva.
Magnitude privatnih deformacija u mlinama prikazani su na slici. 3.1.
Distribucija spojeva
Na temelju usvojenih vrijednosti privatnih deformacija, prosječni promjeri kalibra se mogu izračunati pomoću formule
.
Za prvi kavez mlin (i \u003d 1) d i -1 \u003d d 0 \u003d 94 mm, zatim
mm.
Izračunava se za ovu formulu, prosječni promjeri kaliba prikazani su u Dodatku.1.
3.3.2 Određivanje veličine kalibra ventila
Oblik kalibera trivijalnih pletenica prikazan je na Sl. 3.2.
Ovalni kalibar je izveden iz središnjeg dijela radijusa, pomaknut u odnosu na osi kotrljanja od ekscentričnosti EXC.
Oblik kalibra
Vrijednosti radijusa i ekscentričnosti kalibra određuje se širinom i visinom kalibra pomoću formula:
Da bi se odredila veličina kalibra, potrebno je znati vrijednosti njegovih polu-osi A i B, a za njihovu definiciju - vrijednost ovaliteta kalibra
Da biste odredili ovalitet kalibra, možete koristiti formulu:
Indikator napajanja C karakterizira moguću količinu širenja kalibra. Tijekom smanjenja trivijalnih stanica, Q \u003d 1.2 se uzima.
Vrijednosti polu-sjekira kalibra određuju se ovisnostima:
gdje se koeficijent F-korekcije može izračunati približnom formulom
Mi ćemo izračunati veličinu kalibra prema gore navedenim formulama za prvi sanduk.
Za ostale ćelije, izračun se izrađuje na isti način.
Trenutno se valjak ton provodi nakon instalacije valjaka na radni kavez. Bušenje je vodeći na posebnim strojevima okrugli rezač. Dosadni krug prikazan je na Sl. 3.3.
Sl. 3.3 - Shema za bušenje kalibra
Da biste dobili kalibar s unaprijed određenim vrijednostima A i B, potrebno je odrediti promjer rezača d f i njegovo premještanje u odnosu na ravninu osi (parametar X). D F i X se određuju sljedećim matematički točnim formulama:
Za trivijalno kut glodanja A je 60 ° .Di - savršen promjer valjaka, DI \u003d 330 mm.
Izračunato prema gore navedenim formulama vrijednosti sažeti su u tablici. 3.2.
Tablica 3.2 - Kalibracija valjaka
| Broj gline | 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 Izračun brzine
Izračun načina rada Mlin velike brzine je odrediti broj okretaja valjaka i na njih broj rotacije motora.
Kada valjanje cijevi s napetošću, veliki utjecaj na promjenu debljine zida je veličina plastične napetosti. U tom smislu, prije svega je potrebno odrediti koeficijent opće plastične napetosti na mlinski z ukupno, koji bi osigurao dobivanje zida. Izračun Z je općenito dan u klauzuli 3.3.
,
gdje je koeficijent koji uzima u obzir utjecaj vanjskih zona deformacije:
;
l Ja - hvatanje arc dužine:
;
- Kut hvatanja:
;
f je koeficijent trenja, prihvaćamo f \u003d 0,5; A - broj valjaka u sanduku i \u003d 3.
U prvom radnom kavezu Z1 \u003d 0. U kasnijim stanicama moguće je uzeti z n i -1 \u003d z z.
,
;
;
.
Zamjena gore navedenih formula za prve sanduke za dobivanje:
mm;
;
;
;
; ;
mm.
Nakon provođenja sličnih izračuna za druge sanduke, sljedeći dobiveni rezultati: Z p2 \u003d 0,42, s 2 \u003d 3,251mm, Z p3 \u003d 0,426, s 3 \u003d 3,252 mm, Z p4 \u003d 0,446, S 4 \u003d 3,258 mm. Na ovom izračunu z p i, prema gore navedenoj metodi, zaustaviti, jer Z je zadovoljan z p2\u003e z.
Iz stanja potpunog klizanja određujemo maksimalnu moguću napetost Z s u posljednjem deformacijskom kavezu, tj. Z21. U ovom slučaju pretpostavljamo da z p21 \u003d 0.
.
mm;
;
;
Debljina zida ispred 21. sanduka, tj. S 20, možete odrediti formulom:
.
;
; ;
mm.
Nakon provođenja sličnih izračuna za 20. kavez, sljedeći dobiveni rezultati: z 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 ovom izračunu z p i prestati, jer Uvjet Z14\u003e Z je zadovoljan.
Izračunate vrijednosti debljine zida u mlinicama daju se u tablici. 2.20.
Da biste odredili broj okreta valjaka, morate znati promjere valjanja valjaka. Da biste odredili promjere valjanja, možete koristiti formule prikazane u:
, (2)
gdje je D u I je promjer role na vrhu;
.
Ako a 
, Izračun promjera valjanja valjaka treba provesti jednadžbom (1), ako se to stanje ne izvrši, onda je potrebno koristiti (2).
Vrijednost karakterizira položaj neutralne linije u slučaju kada se uzima paralelno (u smislu) osi valjanja. Iz stanja ravnoteže u području deformacije za ovu lokaciju klizanja
,
Pokrivanje ulazne brzine valjanja V QQ \u003d 1,0 m / s, izračunao je broj okretaja valjaka prvog sanduka
rPM.
Okreće se u ostalima kabela pronađenih formulom:
.
Rezultati izračuna režima brzine prikazani su u tablici 3.3.
Tablica 3.3 - Rezultati obračuna brzine
| Broj gline | 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 |
Prema tablici 3.3. Izgrađen je graf okretaja valjaka (sl. 3.4.).
Brzina rotacije valkovlje
3.5 Parametri snage valjanje
Posebno obilježje procesa smanjenja valjanja u usporedbi s drugim vrstama uzdužnog valjanja je prisutnost značajnih u veličini interfloor napetosti. Prisutnost napetosti ima značajan utjecaj na parametre čvrstoće valjanja - tlaka metala na valjcima i trenucima valjanja.
Metalna sila na roli p je geometrijsko zbroj vertikalne p i horizontalne p komponente:
Vertikalna komponenta metalne sile na valjku određena je formulom:
,
gdje je p prosječni specifičan tlak metala na valjku; L je duljina zone deformacije; D - promjer kalibra; A - broj valjaka u sanduku.
Horizontalna komponenta PG-a jednaka je razlici napore prednje i stražnje napetosti:
gdje z n, z - koeficijenti prednje i stražnje plastične napetosti; F p, f s - presjek površine prednjih i stražnjih krajeva cijevi; S - deformacijski otpor.
Da bi se odredio prosječni specifični tlak, preporučuje se korištenje formule v.p. Aniziform:
.
Trenutak valjanja (ukupno na sanduku) se određuje formulom:
.
Otpornost deformacije određena je formulom:
,
gdje je t temperatura valjanja, ° C; H je intenzitet brzine deformacije smjene, 1 / s; E - relativna kompresija; K1, K2, K3, K 4, K 5 - Empirijski koeficijenti, za čelik 10: K1 \u003d 0.885, K 2 \u003d 7.79, K3 \u003d 0.134, K 4 \u003d 0.164, do 5 \u003d (- 2, osam ).
Intenzitet stope deformacije određuje se formulom
gdje je L stupanj deformacije smjene:
t - Vrijeme deformacije:
Kutna brzina valjka se nalazi po formuli:
,
Kapacitet je u formuli:
Na kartici. 3.4. Prikazani su rezultati izračunavanja parametara čvrstoće valjanja prema gore navedenim formulama.
Tablica 3.4 - Parametri valjanja snage
| Broj gline | 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 | - | - | - | - |
Prema stolu. 3.4 Izgrađeni grafikoni promjena u parametrima napajanja valjanja kroz centre mlina (sl. 3.5., 3.6., 3.7.).
Promijenite srednji specifični tlak
Promjena metalnih napora na dolini
Promjena trenutka valjanja
3.6 Proučavanje utjecaja prolaznih načina smanjenja velike brzine na veličinu uzdužne površine krajnjih dijelova gotovih cijevi
3.6.1 Opis algoritam izračuna
Studija je provedena s ciljem dobivanja podataka o učinku prolaznih načina smanjenja smanjenja velike brzine u veličini uzdužne površine krajnjih dijelova gotovih cijevi.
Određivanje koeficijenta iscrpljenog napetosti prema poznatim okretima valjaka, tj. Ovisi zn i \u003d F (N i / N i -1) provedena je prema metodi rješavanja takozvanog obrnutog problema, koji je predložio G.I. Gulyaev, kako bi se dobila ovisnost debljine zida s skretanja valjaka.
Suština tehnike je sljedeća.
Uspostavljeni proces redukcije cijevi može se opisati sustavom jednadžbi koje odražavaju pridržavanje zakona postojanosti drugog volumena i ravnoteže sila u fokusu deformacije:
(3.1.)
Zauzvrat, kao što znate,
Dkat i \u003d J (zz i, zp i i i),
m i \u003d y (zz i, zp i, b i),
gdje i I i BI su vrijednosti koje ne ovise o napetosti, ni je promet okretaja u I-OH Tilt, Ja sam koeficijent ispušnog sustava u I-OH sanduku, DCAT i - Promjer role u I-OH sanduku, ZP I, ZZ I - koeficijenti prednje i stražnje plastične napetosti.
S obzirom da ZZ I \u003d ZP i -1 sustav jednadžbi (3.1.) Možete pisati općenito obrazac kako slijedi:
(3.2.)
Sustav jednadžbi (3.2.) Riješimo u odnosu na prednje i stražnje koeficijente napetosti plastike metodom uzastopnih aproksimacija.
Uzimanje Z1 \u003d 0 Postavite vrijednost ZP1 i iz prve jednadžbe sustava (3.2.) Metoda iteracije se određuje pomoću ZP2, zatim iz druge jednadžbe - ZP 3, itd., Postavljanje vrijednosti ZP 1, vi može pronaći takvo rješenje na kojem zp n \u003d 0.
Poznavanje koeficijenata prednjih i stražnjih plastičnih napetosti, određujemo debljinu zida nakon svakog kaveza formuli:
(3.3.)
gdje je A koeficijent određen formulom:
;
;
z i - medij (ekvivalentni) koeficijent plastične napetosti
.
3.6.2 Rezultati istraživanja
Korištenje rezultata izračuna kalibracije alata (odredba 3.3.) I postavka brzine mlin (rotacijske stope) sa stalnim procesom smanjenja (klauzula 3.4.) U MATHCAD 2001 profesionalnom softverskom okruženju, sustav (3.2.) I izrazi (3.3.) Svrha određivanja promjene debljine zida.
Moguće je smanjiti duljinu zgusnutih krajeva povećanjem koeficijenta plastičnog napetosti mijenjanjem okreta valjaka kada valjate terminalne cijevi.
Trenutno je smanjenski kamp TPA-80 stvorio sustav kontrole načina kontinuiranog presudnog valjanja. Ovaj sustav omogućuje vam da dinamički prilagoditi revolucije RRSS RRS-a prilikom valjanja terminalnih cijevi u skladu s određenom linearnom ovisnosti. Takvu regulaciju valjaka valjaka kada se kotrljaju krajnji dijelovi cijevi nazivaju "klin brzina". Rolls valjaka kada se kotrljaju završne parcele izračunavaju formulom:
, (3.4.)
gdje je n i je okret valjaka u I-OH nagib sa stalnim modom, k i -hoelektil smanjujući preokret valjaka u%, i-broj sanduka.
Ovisnost o koeficijentu prometa u ovoj klasi može biti linearan
Na i \u003d (sl.3.8.).
Ovisnost koeficijenta smanjenja okreta valjaka u kavezu od broja nagiba.
Izvorni podaci za uporabu ovog načina regulacije su:
Broj stanica u kojima se izmjene postavka brzine ograniče na duljinu zgusnutih krajeva (3 ... 6);
Vrijednost smanjenja okreta valjaka u prvom kavezu mlina ograničena je mogućnošću električnog pogona (0,5 ... 15%).
U ovom radu, na studij utjecaja brzine postavljanja JPP-a na krajnjoj uzdužnoj razlici, pretpostavlja se da se mijenja postavku brzine tijekom redukcije prednjeg i stražnjih krajeva cijevi provodi u prvih 6 stanica. Studija je provedena promjenom brzine rotacije u prvim stanicama mlin s obzirom na valjanje navedenog postupka (varirajući kut nagiba naprijed na slici 3.8).
Kao rezultat modeliranja procesa punjenja PPPs i izlaza cijevi iz cijevi cijevi, ovisnosti o debljini zida prednjim i stražnjim krajevima cijevi iz količine promjena u brzini rotacije u prvom Gradovi su predstavljeni na Sl.3.9. i fig.3.10. Za cijevi s veličinom od 33,7x3,2 mm. Najoptimalnija vrijednost "Brucity Wedge" u smislu minimiziranja duljine terminalnog rezanja i "hit" debljine zida u polju tolerancije DIN 1629 (tolerancija debljine stijenke ± 12,5%) je K 1 \u003d 10 -12%.
Na sl. 3.11. i sl. 3.12. Ovisi duljine prednjih i stražnjih zgusnutih krajeva gotovih cijevi dane su pri uporabi "Brzi klin" (K1 \u003d 10%) dobiveni kao rezultat prolaznog modeliranja. Iz gore navedenih ovisnosti mogu se izvršiti sljedeći zaključak: korištenje "brzinskog klina" daje vidljivi učinak samo kada kotrljanje cijevi s promjerom od manje od 60 mm s debljinom zida manjim od 5 mm, i sa Veći promjer i debljina zida cijevi, zid zida se ne događa kako bi se postigli zahtjevi standarda.
Na sl. 3.13., 3.14., 3.15., Ovisi duljine prednjeg zadebljanog kraja iz vanjskog promjera gotovih cijevi za vrijednosti debljine zida od 3,5, 4,0, 5,0 mm, s različitim vrijednostima od "Speed \u200b\u200bWedge" (prihvatio je smanjenje koeficijenta K1 valjaka jednaka 5%, 10%, 15%).
Ovisnost debljine zida prednjeg kraja cijevi od veličine
"Evge brzina" za veličinu 33.7x3.2 mm
Ovisnost debljine stražnjeg kraja cijevi od veličine "klina brzina" za veličinu od 33,7x3,2 mm
Ovisnost duljine prednjeg zadebljanog kraja cijevi od D i S (na K1 \u003d 10%)
Ovisnost o pozadini stražnjeg zadebljanog kraja cijevi od D i S (na K1 \u003d 10%)
Ovisnost duljine prednjeg zadebljanog kraja cijevi od promjera gotove cijevi (s \u003d 3,5 mm) na različitim vrijednostima "klina brzina".
Ovisnost duljine prednjeg zadebljanog kraja cijevi od promjera gotove cijevi (s \u003d 4,0 mm) na različitim vrijednostima "klina brzina"
Ovisnost duljine prednjeg zadebljanog kraja cijevi od promjera gotove cijevi (s \u003d 5,0 mm) s različitim vrijednostima "brzinskog klina".
Od gore navedenih grafikona, može se vidjeti da je najveći učinak u smislu smanjenja terminalnog kolnika gotovih cijevi daje dinamičnu revoluciju RRS Rolls unutar K 1 \u003d 10 ... 15%. Ne postoji intenzivna promjena u "Brzina klina" (k 1 \u003d 5%) ne dopušta vam da tanki debljinu zida terminalnih cijevi.
Također kada valjanje cijevi s debljinom zida od 5 mm, napetost koja proizlazi iz djelovanja "klina brzina" ne može utopiti zid zbog nedovoljne mogućnosti povlačenja valjaka. Kada kotrljanje cijevi s promjerom od više od 60 mm, koeficijent kapuljača u redukcijskom mlinu je mali, tako da se zadebljanje krajeva praktički ne događa, stoga je uporaba "brzinskog klina" nepraktičan.
Analiza gornjih grafikona pokazala je da je korištenje "Brzinski klin" na smanjenju Mlin TPA-80 OJSC "Crossing" omogućuje smanjenje duljine prednjeg zadebljanog kraja za 30%, stražnji zadebljani kraj od 25%.
Kao što su prikazani izračuni Mochalov D.A. Za učinkovitiju uporabu "klina od brzine" kako bi se dodatno smanjilo rezanje terminala, potrebno je osigurati rad prvih stanica u načinu kočenja s gotovo potpunom primjenom mogućnosti napajanja ventila zbog korištenja složenijeg Nelinearna ovisnost o koeficijentu prometa u ovom sanduku s brojem nagiba. Potrebno je stvoriti znanstveno potkrijepljenu tehniku \u200b\u200bza određivanje optimalne funkcije K i \u003d F (i).
Razvoj takvog optimalnog upravljačkog algoritama RRS-a može poslužiti kao cilj za daljnji razvoj UZD-P u punopravni ASUTP TPA-80. Kao iskustvo korištenja takvih asutps, regulacija valjaka valjaka prikazana je kada valjanje terminalnih cijevi, prema Mannesmann (Carta aplikacijski paket), omogućuje vam da smanjite veličinu cijevnih cijevi za više od 50%, zbog toga na sustav automatskog upravljanja procesa smanjenih cijevi, koji uključuje a samo kao minirani i mjerni podsustav za upravljanje podsustavama i podsustav za izračun optimalnog načina smanjenja i upravljanja procesom u stvarnom vremenu.
4. Tehničko i gospodarsko opravdanje projekta
4.1 bit planiranog događaja
Ovaj projekt predlaže uvođenje optimalnog načina rada velike brzine na mlin za smanjenje. Zbog tog događaja, planira se smanjiti potrošni metalni koeficijent, a zbog smanjenja duljine narezanih zadebljanih krajeva gotovih cijevi, u prosjeku se očekuje povećanje proizvodnje od 80 tona mjesečno.
Kapitalna ulaganja potrebna za provedbu ovog projekta čine 0 rubalja.
Financiranje projekta može se provesti u okviru "Trenutni popravak", procjene troškova. Projekt možete implementirati u roku od jednog dana.
4.2 Izračun troškova proizvodnje
Izračun troška 1t. Proizvodi s postojećim obrezivanjem normi zgusnutih krajeva cijevi dan je u tablici. 4.1.
Proračun projekta dan je u tablici. 4.2. Budući da rezultat provedbe projekta nije povećanje proizvodnje, ne provodi se ponovno izračunavanje vrijednosti vrijednosti protoka za preraspodjelu u izračunu projektiranja. Profitabilnost projekta je smanjenje troškova smanjenjem otpada na obrezivanje. Usjeva se smanjuje zbog smanjenja potrošnog metalnog koeficijenta.
4.3 Izračun pokazatelja projekta
Izračun pokazatelja projekta vrši se na temelju izračuna troškova navedenog u tablici. 4.2.
Štednja od smanjenja troškova godišnje:
Npr \u003d (C0-C p) * v \u003d (12200,509-12091,127) * 110123.01 \u003d 12045475,08p.
Dobit u izvješću:
PR 0 \u003d (p-c 0) * v od \u003d (19600-12200,509) * 109123.01 \u003d 807454730,39r.
Dobit na projektu:
PR n \u003d (p-s n) * v \u003d (19600-12091,127) * 110123.01 \u003d 826899696,5.
Povećanje dobiti će biti:
PR \u003d PR p-PR 0 \u003d 826899696,5-807454730,39 \u003d 19444966,11.
Profitabilnost proizvoda bila je:
Profitabilnost projektnih proizvoda:
Novčani tok o izvješću i projektu prikazan je u tablici 4.3. i 4.4., Respektivno.
Tablica 4.1 - Izračun troška 1 tona najma u radionici T-3 OJSC "Crowors"
| P / p. | Troškovi članka | broj | Cijena 1 tona | Iznos |
| 1 | 2 | 3 | 4 | 5 |
| I. | Objavljeno u preraspodjelu: 1. Priprema, T / T; 2. Otpad, t / t: krug podstandard; |
|||
| I. | Izdaci 2. Troškovi energije: električna energija, kW / h parovi za proizvodnju, Gkal tehnička voda, TM 3 zrak komprimirani, tm 3 trenutna voda, TM 3 tm 3, tm 3 3. Pomoćni materijali 7. Zamjenjiva oprema 10. Remont 11. Radionice prijevoza 12. Ostale troškove radionice Ukupni prometni troškovi |
|||
| Sh | Hosterenvijski troškovi |
Tablica 4.2 - Izračun projekta troška 1 tona valjanja
| P / p. | Troškovi članka | broj | Cijena 1 tona | Iznos |
| I. | Objavljeno u preraspodjelu: 1. Priprema, T / T; 2. Otpad, t / t: krug podstandard; Ukupno navedeno u preraspodjelu otpada i braka |
|||
| P | Izdaci 1. Tehnološko gorivo (prirodni plin), ovdje 2. Troškovi energije: električna energija, kW / h parovi za proizvodnju, Gkal tehnička voda, TM 3 zrak komprimirani, tm 3 trenutna voda, TM 3 tm 3, tm 3 3. Pomoćni materijali 4. Glavna plaća proizvodnih radnika 5. Dodatna plaća proizvodnih radnika 6. Socijalni odbici 7. Zamjenjiva oprema 8. Trenutni popravak i održavanje dugotrajne imovine 9. Amortizacija stalnih sredstava 10. Remont 11. Radionice prijevoza 12. Ostale troškove radionice Ukupni prometni troškovi |
|||
| Sh | Hosterenvijski troškovi Ukupni troškovi proizvodnje |
|||
| Iv | Exproduktivni troškovi Ukupni ukupni trošak |
Poboljšanje tehnološkog procesa utjecat će na tehničke i ekonomske pokazatelje poslovnih aktivnosti na sljedeći način: profitabilnost proizvodnje proizvoda za 1,45% će se povećati, uštede od niže troškove iznosit će 12 milijuna rubalja. Godina koja će podrazumijevati rast dobiti.
Tablica 4.3 - novčani tijek izvješćem
Gotovina teče |
Godine | ||||
| 1 | 2 | 3 | 4 | 5 | |
| A. Novčani priljev: | |||||
| - Volumen proizvodnje, TN | |||||
| - Cijena proizvoda, utrljajte. | |||||
| Ukupni priljev | |||||
| B. Gotovinski odljev: | |||||
| - operativni troškovi | |||||
| -NALOG NA DOBITI | 193789135,29 | ||||
Ukupni odljev: |
1521432951,34 | 1521432951,34 | 1521432951,34 | 1521432951,34 | 1521432951,34 |
| Čisti novčani tok (aa-b) | |||||
Coeff. Inverzija |
0,8 | 0,64 | 0,512 | 0,41 | 0,328 |
| E \u003d 0,25. | |||||
| 493902383,46 | 889024290,22 | 1205121815,64 | 1457999835,97 | 1457999835,97 | |
Tablica 4.4 - novčani tok po projektu
| Gotovina teče | Godine | ||||
| 1 | 2 | 3 | 4 | 5 | |
| A. Novčani priljev: | |||||
| - Volumen proizvodnje, TN | |||||
| - Cijena proizvoda, utrljajte. | |||||
| - Prihodi od prodaje, utrljajte. | |||||
| Ukupni priljev | |||||
| B. Gotovinski odljev: | |||||
| - operativni troškovi | |||||
| -NALOG NA DOBITI | |||||
| Ukupni odljev: | 1526220795,63 | 1526220795,63 | 1526220795,63 | 1526220795,63 | 1526220795,63 |
| Čisti novčani tok (aa-b) | 632190135,03 | 632190135,03 | 632190135,03 | ||
Coeff. Inverzija |
0,8 | 0,64 | 0,512 | 0,41 | 0,328 |
| E \u003d 0,25. | |||||
| Diskontirani tok (aa-b) * za ulaganje | |||||
| CDD kumulativni novčani tok | |||||
Financijski profil projekta prikazani su na slici 4.1. Prema grafikonima prikazanim na Sl. 4.1. Kumulativni CHDD projekt premašuje planirani pokazatelj, koji ukazuje na bezuvjetnu profitabilnost projekta. Kumulativni CHDD, izračunat za projekt koji se uvodi, od prve godine je pozitivna vrijednost, budući da projekt nije zahtijevala kapitalna ulaganja.
Financijski profil projekta
Točka pauze izračunava se formulom:
Point pauze karakterizira minimalni volumen proizvoda na kojima se gubi gubici, a prva dobit se pojavljuje.
Na kartici. 4.5. Podaci se prikazuju izračunati varijable i stalne troškove.
Prema izvještajnim podacima, količina varijabilnih troškova po jedinici proizvodnje je ZOIG \u003d 11212.8., Količina stalnog troška po jedinici proizvodnje je post \u003d 987.7. Količina stalnih troškova za cijeli obujam izvješća o izvješću je 107780796,98.
Prema podacima o projektu, količinu varijabilnih troškova z po \u003d 11103.5p., Iznos stalnih troškova post \u003d 987.7. Količina stalnih troškova za cijeli obujam izvješća o izvješću je 1087668496,98.
Tablica 4.5 - udio stalnih troškova u strukturi planiranih i troškova projekta
| P / p. | Troškovi članka | Iznos prema planu, utrljati. | Iznos projekta, utrljati. |
Udio stalnih troškova u strukturi troškova na preraspodjelu,% |
| 1 | 2 | 3 | 4 | 5 |
| 1 | Izdaci 1. Tehnološko gorivo (prirodni plin), ovdje 2. Troškovi energije: električna energija, kW / h parovi za proizvodnju, Gkal tehnička voda, TM 3 zrak komprimirani, tm 3 trenutna voda, TM 3 tm 3, tm 3 3. Pomoćni materijali 4. Glavna plaća proizvodnih radnika 5. Dodatna plaća proizvodnih radnika 6. Socijalni odbici 7. Zamjenjiva oprema 8. Trenutni popravak i održavanje dugotrajne imovine 9. Amortizacija stalnih sredstava 10. Remont 11. Radionice prijevoza 12. Ostale troškove radionice Ukupni prometni troškovi |
|||
| 2 | Hosterenvijski troškovi Ukupni troškovi proizvodnje |
100 | ||
| 3 | Exproduktivni troškovi Ukupni ukupni trošak |
100 |
Prema podacima o izvješćivanju, točka pauze je:
Tb 
t.
Po projektu, točka pauze je:
Tb pr 
t.
Na kartici. 4.6. Izračun prihoda i svih vrsta troškova za proizvodnju prodajnih proizvoda potrebnih za određivanje točke prekida. Grafovi izračunavanja točke prekida izvješća i projekt su prikazani na Sl.4.2. i Sl.4.3. odnosno.
Tablica 4.6 - Podaci za izračunavanje točke prekida
Izračun točke prekida izvješća
Izračun točke prekida projekta
Kao rezultat toga, može se zaključiti da će se događaj predložen u projektu smanjiti troškove proizvoda proizvedene za 1,45% smanjenjem varijabilnih troškova, što doprinosi povećanju dobit za 19,5 milijuna rubalja. S godišnjom proizvodnjom od 110123.01 tona. Rezultat projekta je povećanje kumulativnih neto diskontiranih prihoda u usporedbi s planiranom vrijednošću u promatranom razdoblju. Također pozitivna točka je smanjiti prag prekida - čak i od 12,85 tisuća tona do 12,8 tisuća tona.
Tablica 4.7 - Tehnički i ekonomski pokazatelji projekta
| P / p | Indikator | izvješće | Projekt | Odstupanje | |
| Apsolutan | % | ||||
| 1 | Volumen proizvodnje: u fizičkom smislu t u vrijednosti, tisuću rubalja. |
||||
| 2 | Trošak glavnih proizvodnih pogona, tisuću rubalja. | 6775032 | 6775032 | 0 | 0 |
| 3 | Zajednički troškovi (puni trošak): ukupno oslobađanje, tisuću rubalja. jedinice proizvoda, utrljajte. |
||||
| 4 | Profitabilnost proizvoda,% | 60,65 | 62,1 | 1,45 | 2,33 |
| 5 | Očistite diskontirani prihod, CHDD | 1700,136 | |||
| 6 | Ukupna ulaganja, tisuće rubalja. | 0 | |||
| 7 | Referenca: pauža i točka tb, t, vrijednost s popustom f, unutarnja brzina prinosa BND-a maksimalni odljev gotovine k, tisuću rubalja. |
||||
Zaključak
Ovaj diplomski projekt razvio je tehnologiju proizvodnje cijevi za opće namjene za DIN 1629. U radu se raspravlja o mogućnosti smanjenja duljine zadebljanih završnih krajeva tijekom valjanja na redukcijskom mlinu, zbog promjene u postavkama velike brzine mlina kada valjaju terminalne dijelove cijevi koristeći mogućnosti UZD-P sustava. Kako su izračuni pokazali smanjenje duljine zgusnutih krajeva može doseći 50%.
Ekonomski izračuni pokazali su da će korištenje predloženih načina valjanja smanjiti troškove jedinice proizvoda za 1,45%. To, uz održavanje postojećih volumena proizvodnje, omogućit će povećanje dobiti za 20 milijuna rubalja u prvoj godini.
1. Anuriev v.i. "Katalog dizajner-stroj Builder" u 3 sveska, Volume 1 - M. "Strojarstva" 1980 - 728 str.
2. Anuriev v.i. "Katalog dizajner-stroj graditelj" u 3 svesku, svezak 2 - M. "Strojarstva" 1980 - 559 str.
3. Anuryev V.i. "Katalog dizajner-Machine Builder" u 3 volumene, Volume 3 - M. Strojarstva 1980 - 557 str.
4. Pavlov ya.m. "Strojni dijelovi". - Lenjingrad "Strojarstva" 1968 - 450 s.
5. Vasilyev v.i. "Osnove projektiranja tehnološke opreme motornog prijevoza poduzeća" Tutorial - Kurgan 1992 - 88 str.
6. Vasiliev v.i. "Osnove projektiranja tehnološke opreme motornog prijevoza poduzeća" - Kurgan 1992 - 32 p.
480 trljati. | 150 UAH. | 7,5 dolara ", mišeš, fgcolor," #ffffcc ", bgcolor," # 393939 ");" Onmouseout \u003d "povratak ND ();"\u003e Razdoblje disertacije - 480 utrljajte., Dostava 10 minuta , oko sat, sedam dana u tjednu i praznici
Holkin Evgeny Gennadevich. Proučavanje lokalne stabilnosti tankoziranih trapezoidnih profila s uzdužno poprečno savijanjem: disertacija ... Kandidat tehničkih znanosti: 01.02.06 / Holkin Evgeny Gentnadevich; [Mjesto zaštite: ohm. država teh Sveučilište] .- Omsk, 2010.- 118 c.: Il. RGB OD, 61 10-5 / 3206
Uvod
1. Pregled studija stabilnosti komprimiranih lamelarskih elemenata struktura 11
1.1. Glavne definicije i metode za proučavanje stabilnosti mehaničkih sustava 12
1.1.1, algoritam za proučavanje stabilnosti mehaničkih sustava statičkim metodom 16
1.1.2. Statički pristup. Metode: Euler, neadelies, energija 17
1.2. Matematički model i glavni rezultati analitičkih istraživanja o euleru. Koeficijent sigurnosti 20.
1.3. Metode za proučavanje stabilnosti lamelarskih elemenata i struktura od njih 27
1.4. Inženjerski postupci za izračunavanje ploča i složenih lamelarskih elemenata. Pojam metode redukcije 31
1.5. Studije numeričke stabilnosti na EULER konačnim elementima: mogućnosti, prednosti i nedostaci 37
1.6. Pregled eksperimentalnih studija stabilnosti ploča i kompozitnih lamelarskih elemenata 40
1.7. Zaključci i ciljevi teoretskih studija stabilnosti tankoziranih trapezoidnih profila 44
2. Razvoj matetskih modela i algoritama za izračunavanje stabilnosti tankih ploča elemenata trapezoidnih profila: 47
2.1. Uzdužna poprečna savijanja elemenata tankih ploča trapezoidnih profila 47
2.1.1. Postavljanje problema, glavnih pretpostavki 48
2.1.2. Matematički model u uobičajenim diferencijalnim jednadžbama. Granični uvjeti, metoda koja ne idealizacije 50
2.1.3. Algoritam numeričke integracije, određivanje kritičkog
izvori i njegova provedba u MS Excel 52
2.1.4. Rezultati izračuna i njihova usporedba s poznatim rješenjima 57
2.2. Izračun kritičnih naprezanja za zasebni lamelarni element
kao dio profila ^ .. 59
2.2.1. Model koji uzima u obzir elastično uparenje elemenata ploča profila. Glavne pretpostavke i ciljevi numeričke studije 61
2.2.2. Numeričko proučavanje krutosti konjugacije i aproksimacija rezultata 63
2.2.3. Numeričko proučavanje duljine gubitka stabilnosti poluva tijekom prvog kritičnog opterećenja i aproksimacija rezultata 64
2.2.4. Izračun koeficijenta na (/ sq, / 32). Aproksimacija rezultata izračuna (a, /? 2) 66
2.3. Procjena adekvatnosti izračuna usporedbom s numeričkim otopinama metodom konačnih elemenata i poznatih analitičkih rješenja 70
2.4. Zaključci i ciljevi eksperimentalnog istraživanja 80
3. Eksperimentalne studije o stabilnosti tankoziranih trapezoidnih profila 82
3.1. Opis prototipa i eksperimentalne instalacije 82
3.2. Testovi uzoraka 85.
3.2.1. Metodologija i test sadržaj g..85
3.2.2. Rezultati ispitivanja za uzorke kompresije 92
3.3. Zaključci 96.
4. Računovodstvo za lokalnu održivost u izračunavanju strukturnih struktura iz tankostičnih trapezoidnih profila s ravnim uzdužno - unakrsno savijanjem 97
4.1. Izračun kritičnih naprezanja lokalni gubitak Stabilnost elemenata ploča i ograničavajuće debljine tankostičnog trapezoidnog profila 98
4.2. Regija dopuštena opterećenja isključujući lokalni gubitak stealth 99
4.3. Koeficijent smanjenja 101.
4.4. Računovodstvo lokalnog gubitka stabilnosti i smanjenja 101
Zaključci 105.
Bibliografski popis
Uvod u rad
Relevantnost rada.
Stvaranje svjetla, izdržljiva i pouzdana dizajna je hitan zadatak. Jedan od glavnih zahtjeva u strojarstvu i konstrukciji je metalni kapacitet. To dovodi do činjenice da se elementi struktura treba izračunati na točnije određivanje odnosa koji uzimaju u obzir opasnost od općeg i lokalnog gubitka stabilnosti.
Jedan od načina rješavanja problema mase minimiziranje je korištenje high-tech tankih zidova trapezoidnih valjanih profila (TTP). Profili se izrađuju valjanjem tankog polistilenskog čelika debljinom od 0,4 ... 1,5 mm u stacionarnim uvjetima ili izravno na mjestu za montažu kao ravni ili lučni elementi. Dizajni s korištenjem nosača nosača iz tankostičnog trapezoidnog profila karakteriziraju olakšane estetske vrste, jednostavnost ugradnje i brojne druge prednosti u usporedbi s tradicionalnim vrstama premaza.
Glavna vrsta učitavanja profila je uzdužni poprečni zavoj. Ton-
jFFLF. dMF " Elementi kie lamelara
testiranje profila
kompresija u srednjem stanu
kosti mogu izgubiti mjesta
Održivost. Lokalni
Gubitak održivosti
Sl. 1. Primjer gubitka stabilnosti lokalnog stabilnosti
Jama
Rt
Sl. 2. Shema smanjen poprečni presjek profil
(MPU) se promatra u ograničenim područjima duž duljine profila (Sl. 1) sa značajno manjim opterećenjima od ukupnog gubitka stabilnosti i napona koji su obilježeni dopuštenim. Kada je MPA, odvojeni element komprimiranog ploča profila je u potpunosti ili djelomično prestao uočiti opterećenje, koji se preraspodjeljuje između ostalih elemenata poprečnog presjeka profila. U isto vrijeme, u odjeljku u kojem je došlo do MPU-a, naponi ne moraju nužno premašiti dopuštenu. Ovaj fenomen se naziva smanjenje. Smanjenje
sastoji se u smanjenju, u usporedbi s pravom, poprečnom presjekom profila, kada se odnosi na idealiziranu shemu izračuna (sl. 2). U tom smislu, razvoj i provedba inženjerskih metoda obračunavanja lokalnog gubitka stabilnosti pločastih elemenata tankostičnog trapezoidnog profila je hitan zadatak.
Znanstvenici su sudjelovali u stabilnosti ploča: B.M. Bro-Ude, F. blaikh, ya. Brutk, tj. Bubnov, V.Z. Vlasov, A.S. Volmir, a.a. Ilyushin, Miles, Melan, Y.g. Panovko, sp. Timošenko, Southwell, E. Stolica, Winderberg, Hallol i drugi. Inženjerski pristupi analizi kritičnih naprezanja s lokalnim gubitkom održivosti razvijaju se u djelima E.L. Crumyana, BurgGraph, A.L. Vasilyeva, b.ya. Volodashky, m.k. Glouman, Kaldwell, V.i. Klimanova, V.G. Krokhaleva, D.V. Marcinkevich, E.A. Pav-linova, a.K. Perseva, f.f. Tamplona, \u200b\u200bs.a. Timasheva.
U ovim inženjerskim metodama, izračun za profile s poprečnim presjekom složenog oblika, opasnost od MPU-a praktično se ne uzima u obzir. U fazi skica dizajna struktura od tankih zidanih profila, važno je imati jednostavan uređaj za procjenu nosivosti specifične sizzice. U tom smislu postoji potreba za razvojem inženjerskih metoda za izračunavanje, dopuštanje u procesu projektiranja struktura od tankih zidanih profila da brzo procijeni njihovu sposobnost za nošenje. Ispitni izračun nosivog kapaciteta dizajna iz profila tankog zida može se izvršiti pomoću profinjenih metoda korištenjem postojećih softverskih proizvoda i prilagođava se ako je potrebno. Takav dvostupanjski sustav izračunavanja sposobnosti prijevoznika struktura iz tankostičnih profila je najvažniji. Stoga je razvoj i provedba inženjerskih metoda za izračunavanje nosivosti struktura iz tankoziranih profila, uzimajući u obzir lokalni gubitak stabilnosti elemenata ploča, hitan je zadatak.
Svrha rada disertacije: proučavanje lokalnog gubitka stabilnosti u pločama elemenata tankoziranih trapezoidnih profila s njihovom uzdužnom poprečnom savijanju i razvojem inženjerske metodologije za izračunavanje nosivosti, uzimajući u obzir lokalnu stabilnost.
Postići cilj sljedećeg zadatke za istraživanje.
Raspodjela analitičkih rješenja za stabilnost komprimiranih pravokutnih ploča na sustavu konjugatnih ploča u sastava profila.
Numeričko proučavanje matematičkog modela lokalne stabilnosti profila i dobivanje odgovarajućih analitičkih izraza za minimalni kritični stres MPU elementa ploča.
Eksperimentalna procjena stupnja smanjenja poprečnog presjeka tankostičnog profila s lokalnim gubitkom stabilnosti.
Razvoj inženjerskih tehnika provjere i dizajna izračun tankog zidanog profila, uzimajući u obzir lokalni gubitak stabilnosti.
Znanstvena novost rad je razviti adekvatan matematički model lokalnog gubitka stabilnosti za zasebnu ploču
element u sastavu profila i dobivanje analitičkih ovisnosti za izračunavanje kritičnih naprezanja.
Predmet i pouzdanost dobiveni rezultati dobivaju se temeljem temeljnih analitičkih rješenja problema otpornosti pravokutnih ploča, ispravnog korištenja matematičkog aparata, dovoljnog za praktične izračune s rezultatima izračuna MCE i eksperimentalnih studija.
Praktično značenje to je razviti inženjersku metodologiju za izračunavanje nosivosti profila, uzimajući u obzir gubitak lokalnog stabilnosti. Rezultati rada provode se u LLC MontagProekt LLC u obliku sustava tablica i grafičkih prikaza područja dopuštenih opterećenja za cijeli niz proizvedenih profila koji uzimaju u obzir gubitak lokalnog stabilnosti i koriste se za pred- Odabir vrste i debljine profilnog materijala za određena strukturna rješenja i vrste utovara.
Glavne odredbe obdarene obranom.
Matematički model ravnog savijanja i kompresije profila tankog zida kao sustava konjugiranih ploča elemenata i postupka za određivanje na temelju njegovih kritičnih naprezanja MPU-a u smislu EULERA.
Analitičke ovisnosti za izračunavanje kritičnih naprezanja lokalnog gubitka stabilnosti za svaki element ploče profila s ravnim uzdužnim križom.
Inženjering tehnika provjere i dizajna Izračun tankostičnog trapezoidnog profila, uzimajući u obzir lokalni gubitak stabilnosti. Odobravanje rada i objavljivanja.
Glavne odredbe disertacije izvijestile su i raspravljale na znanstvenim i tehnološkim konferencijama različitih razina: Međunarodni kongresni "strojevi, tehnologije i procesi u izgradnji" posvećene 45. obljetnici Fakulteta "prometnih i tehnoloških strojeva" (Omsk, Sibadi, 6. do 7. prosinca 2007.); Sve-Ruska znanstveno-tehnička konferencija, "Rusija Young: napredne tehnologije - u industriji" (Omsk, OM-GTU, 12-13 studeni 2008).
Struktura i opseg posla. Disertacija je postavljena na 118 stranica teksta, sastoji se od uvoda, 4 poglavlja i jedne aplikacije, sadrži 48 crteža, 5 stolova. Referentni popis uključuje 124 imena.
Svaki inženjerski projekt oslanja se na rješavanje diferencijalnih jednadžbi matematičkog modela gibanja i ravnoteže mehaničkog sustava. Izrada dizajna strukture, mehanizma, strojeva popraćeno je nekim prijem u proizvodnju, u budućnosti - neadealnim fazama. Utjecaj se može pojaviti tijekom rada u obliku udubljenja, nedostataka zbog trošenja i drugih čimbenika. Sve opcije za vanjsko tko - akcije ne mogu se osigurati. Dizajn je prisiljen raditi pod utjecajem slučajnih poremećaja koji se ne uzimaju u obzir u diferencijalnim jednadžbama.
Čimbenici koji se ne uzimaju u obzir u matematičkom modelu - ne-idealnost, slučajne sile ili poremećaji mogu napraviti ozbiljne prilagodbe dobivenim rezultatima.
Nepotrebno stanje sustava razlikuje se - izračunato stanje na nultu poremećaja, a uznemirene - rezultirajući poremećaji.
U jednom slučaju, zbog poremećaja, ne postoji značajna promjena u ravnotežnoj poziciji dizajna ili njegovog pokreta nije dovoljna od izračunatog. Takvo stanje mehaničkog sustava naziva se stabilno. U drugim slučajevima, ravnotežno mjesto ili priroda kretanja značajno se razlikuje od izračunatog, takvo stanje se naziva nestabilno.
Teorija otpornosti kretanja i ravnoteže mehaničkih sustava se bavi uspostavom znakova koji se mogu procijeniti hoće li se kretanje razmatranje ili ravnoteža biti stabilna ili nestabilna.
Tipičan znak tranzicije sustava iz stabilnog stanja u nestabilan je postizanje određenog parametra vrijednosti koje se naziva kritičko - kritična sila, kritična brzina itd.
Pojava ne-idealnosti ili izloženosti neljubaznim silama neizbježno dovodi do pokreta sustava. Stoga, općenito, potrebno je istražiti stabilnost kretanja mehaničkog sustava tijekom poremećaja. Ovaj pristup studiji održivosti naziva se dinamično, a odgovarajuće metode istraživanja - dinamika.
U praksi je često dovoljno ograničiti statički pristup, tj. Statične metode istraživanja održivosti. U tom slučaju istražuje se krajnji rezultat poremećaja - novi uspostavljeni ravnotežni položaj mehaničkog sustava i stupanj njenog odstupanja od izračunatog, neobjavljenog položaja ravnoteže.
Statično postavljanje zadatka podrazumijeva ne razmotriti sile inercije i vremenski parametar. Ova postavka problema često vam omogućuje da prevede model iz jednadžbi matematičke fizike u uobičajene diferencijalne jednadžbe. To značajno pojednostavljuje matematički model i olakšava analitičko proučavanje održivosti.
Pozitivan rezultat analize ravnoteže stabilnosti sa statičkom metodom ne jamči uvijek dinamičku stabilnost. Međutim, za konzervativne sustave, statički pristup u određivanju kritičnih opterećenja i novih ravnotežnih stanja dovodi do istih rezultata kao dinamički.
U konzervativnom sustavu, rad unutarnjih i vanjskih sila sustava, koji se provodi tijekom prijelaza iz jedne države u drugi, određuje se samo ovim državama i ne ovisi o putanju kretanja.
Koncept "sustava" kombinira deformabilni dizajn i opterećenje, čije ponašanje mora biti navedeno. Odavde postoje dva nužna i dovoljna uvjeta za konzervativizam sustava: 1) elastičnost deformabilnog dizajna, tj. reverzibilnost deformacija; 2) Konzervativnost opterećenja, tj. Neovisnost rada koji ga izvodi iz putanja. U nekim slučajevima, statička metoda daje zadovoljavajuće rezultate za ne-dosljedne sustave.
Za jasnoću, smatramo nekoliko primjera teoretske mehanike i otpornosti materijala.
1. Lopta vagaj Q je u produbljivanju površine potporne (Sl. 1.3). Pod djelovanjem uznemirujuće sile 5p q Sina, ravnotežni položaj lopte se ne mijenja, tj. To je stabilno.
Uz kratkoročno djelovanje sile od 5p q Sina, bez uzimanja u obzir trenje trenje, moguće je prijelaz na novi položaj ravnoteže ili oscilacija oko početnog položaja ravnoteže. Prilikom uzimanja u obzir trenje, oscilatorno kretanje će se prigušiti, to jest, stabilan. Statički pristup omogućuje vam da odredite samo kritičnu vrijednost ogorčene sile, koja je jednaka: rkr \u003d q sina. Priroda kretanja kada se prekorači kritična vrijednost uznemirujućeg učinka i kritično trajanje izloženosti može se analizirati samo dinamičkim metodama.
2. Dužina šipka / komprimirana silom p (sl. 1.4). Od otpora materijala na temelju statičke metode, poznato je da kada se utovar unutar granica elastičnosti postoji kritična vrijednost tlačne sile.
Rješenje istog problema s silom za praćenje, čiji smjer se podudara s smjerom tangenta na točki primjene, statična metoda dovodi do zaključka o apsolutnoj stabilnosti samostalnog oblika ravnoteže.
Inženjerska analiza podijeljena je u dvije kategorije: klasične i numeričke metode. Klasične metode pokušavaju riješiti probleme distribucije naponskih polja i deformiteta izravno, formiranje sustava diferencijalnih jednadžbi na temelju temeljnih načela. Točno rješenje, ako je moguće dobiti jednadžbe u zatvorenom obliku, možda samo za najjednostavnije slučajeve geometrije, opterećenja i graničnih uvjeta. Prilično širok raspon klasičnih zadataka može se riješiti pomoću približnih rješenja sustava diferencijalnih jednadžbi. Ova rješenja imaju oblik serije u kojoj se mlađi članovi odbacuju nakon konvergencije. Kao točna rješenja, približne zahtijevaju redovite geometrijske oblike, jednostavne granične uvjete i prikladnu primjenu opterećenja. Prema tome, ta se rješenja ne mogu primijeniti na većinu praktičnih zadataka. Temeljna prednost klasičnih metoda je da pružaju duboko razumijevanje problema u studiju. Uz pomoć numeričkih metoda može se proučavati širi raspon problema. Numeričke metode uključuju: 1) energetsku metodu; 2) metodu graničnih elemenata; 3) metoda konačne razlike; 4) način konačnih elemenata.
Energetske metode omogućuju vam da potražite minimalno izražavanje za ukupnu potencijalnu energiju dizajna na cijelom određenom području. Ovaj pristup dobro radi samo pri rješavanju određenih zadataka.
Metoda graničnih elemenata približne funkcije koje zadovoljavaju riješeni sustav diferencijalnih jednadžbi, ali ne i graničnih uvjeta. Dimenzija zadatka je smanjena, budući da elementi predstavljaju samo granice simuliranog područja. Međutim, uporaba ove metode zahtijeva znanje o temeljnom rješenju sustava jednadžbi koje je teško dobiti.
Metoda konačne razlike pretvara sustav diferencijalnih jednadžbi i graničnih uvjeta u odgovarajući sustav algebarskog zapisa. Ova metoda nam omogućuje rješavanje problema analize struktura sa složenom geometrijom, graničnim uvjetima i kombiniranim opterećenjima. Međutim, metoda konačne razlike je često prespora zbog činjenice da je zahtjev za redovitom mrežom na cijelom području u studiji dovodi do sustava jednadžbi vrlo visokih naloga.
Metoda konačnih elemenata može se distribuirati gotovo na neograničenu klasu zadataka zbog činjenice da omogućuje korištenje elemenata jednostavnih i različitih oblika za dobivanje particija. Dimenzije konačnih elemenata koji se mogu kombinirati kako bi se dobila aproksimacija na sve nepravilne granice, ponekad se razlikuju u nekoliko desetaka puta. Dopušten je proizvoljan pogled na proizvoljni tip elemenata modela, kao i nametanje popravljanja bilo kojeg tipa na njima. Glavni problem postaje povećanje troškova za dobivanje rezultata. Za općenitost odluke potrebno je platiti gubitak intuicije, budući da je konačno elementarno rješenje, u stvari, množi broj brojeva koji se primjenjuju samo na određeni zadatak koji se isporučuje uz pomoć modela konačnog elemenata. Promjena značajnog aspekta u modelu obično zahtijeva potpuni odgovor na problem. Međutim, to je ne-bitna cijena, budući da je metoda konačnog elementa često jedini mogući način rješavanja. Metoda se primjenjuje na sve klase problema s distribucijom terena, koji uključuju analizu struktura, prijenosa topline, protok tekućine i elektromagnetizam. Nedostaci numeričkih metoda uključuju: 1) visoke troškove programa konačne elementarne analize; 2) dugi trening rad s programom i mogućnost punopravnog rada samo visoko kvalificirano osoblje; 3) Vrlo često nemoguće provjeriti fizički eksperiment, ispravnost otopine dobivene metodom krajnjeg elementa, uključujući u nelinearnim zadacima. T Pregled eksperimentalnih studija stabilnosti ploča i kompozitnih lamelarskih elemenata
Profili koje se trenutno koriste za građevinske konstrukcije izrađene su od metalnih listova s \u200b\u200bdebljinom od 0,5 do 5 mm i stoga se smatraju tankim zidom. Njihovo lice može biti i ravna i curvilinear.
Glavna značajka rada tankoziranih profila je da se rubovi s visokom vrijednošću širine na debljini testiraju tijekom učitavanja velikih deformacija oslobađanja. Posebno intenzivan rast otklona se promatra kada se veličina napona koji djeluje u rubu naprezanja približava kritičnoj vrijednosti. Postoji gubitak lokalne stabilnosti, otklon postaje usporediv od debljine lica. Kao rezultat toga, poprečni presjek profila je vrlo izobličen.
U literaturi o stabilnosti evidencije, rad ruskog znanstvenika zajedničkog pothvata zauzima posebno mjesto. Timošenko. Ona posjeduje zasluge u razvoju energetske metode za rješavanje problema elastične održivosti. Koristeći ovu metodu, zajednički pothvat. Timošenko je dao teorijsko rješenje problema stabilnosti ploča učitanih u medijan ravnina u različitim graničnim uvjetima. Teorijska rješenja testirana je nizom testova slobodno otvorenih ploča s ujednačenom kompresijom. Testovi su potvrdili teoriju.
Da biste provjerili točnost dobivenih rezultata, numeričke studije su provedene metodom konačnih elemenata (MCE). Nedavno, brojčano istraživanje iCES-a postaju sve najžešće korištene zbog objektivnih razloga, kao što su nedostatak testnih zadataka, nemogućnost usklađenosti sa svim uvjetima tijekom testova na uzorcima. Numeričke metode omogućuju istraživanje u "idealnim" uvjetima, imaju minimalnu pogrešku koja se praktički ne ostvaruje u stvarnim testovima. Numeričke studije provedene su u programu ANSYS.
Numeričke studije su provedene s uzorcima: pravokutna ploča; P-oblika i trapezni element profila koji ima uzdužnu cik i bez grebena; List profila (Sl.11). Smatra se uzorcima debljinom od 0,7; 0,8; 0,9 i 1 mm.
Uzorci (Sl.1.11) primijenjeni su na krajeve jednoličnog tlačnog opterećenja SGSZH, nakon čega slijedi povećanje visine. Opterećenje koje odgovara lokalnom gubitku stabilnosti ravnog obrasca odgovaralo je vrijednosti kritičnog tlačnog napona SGCR-a. Zatim, prema formuli (2.24), koeficijent stabilnosti i (/? I /? D) izračunat je i uspoređen s vrijednosti iz tablice 2.
Razmotrite pravokutnu ploču s duljinom A \u003d 100 mm i širinom 6 \u003d 50 mm, komprimirana duž kraj s jednakim tlačnim opterećenjem. U prvom slučaju ploča ima pričvršćivanje zgloba duž konture, u drugom - krutom brtvljenju bočnih lica i šarki pričvršćivanje preko krajeva (sl. 2.12).
U programu ANSYS-a utvrđeno je jedinstveno tlačno opterećenje na krajnje žitarice, kritično opterećenje, napon i koeficijent stabilnosti i (/?], /? 2) ploče. S pričvršćivanjem zgloba duž konture, tanjur je izgubila stabilnost u drugom obliku (dva opažena) (sl. 2.13). Zatim su uspoređivali koeficijente otpornosti na, / 32) ploče koje su pronađene numeričkim i analitički. Rezultati izračuna prikazani su u tablici 3. \\ t
Od tablice 3 može se vidjeti da je razlika u analitičkim i numeričkim rješenjima iznosila manje od 1%. Odavde smo zaključili da se predloženi algoritam za skladištenje može koristiti pri izračunavanju kritičnih opterećenja za složenije strukture.
Kako bi se proslavila predložena metodologija za izračunavanje lokalne stabilnosti tankoziranih profila na opći slučaj učitavanja u ANSYS programu, provedene su numeričke studije kako bi se razjasnilo kako karakter tlačnog opterećenja na koeficijentu K (Y) utječe. Rezultati istraživanja predstavljaju raspored (sl. 2.14).
Sljedeći korak provjere predložene metodologije izračuna bio je proučavanje zasebnog elementa profila (slika.2.11, B, B). Ima pričvršćivanje šarki duž konture i komprimira se na krajevima uniformnog tlačnog opterećenja nježnog (sl. 2.15). Uzorak je istražen za stabilnost u programu ANSYS i prema predloženoj metodi. Nakon toga, rezultati su usporedili rezultate.
Prilikom stvaranja modela u ANSYS programu za ujednačenu raspodjelu tlačnog opterećenja na kraju, tankozirani profil je postavljen između dvije debele ploče, a na njih je naneseno tlačno opterećenje.
Rezultat studije u programu ANSYS programa P-oblika profila prikazan je na slici 2.16, na kojem je jasno da, prije svega, gubitak lokalne stabilnosti nastaje na najširem tanjuru.
Za knjigovodstvene strukture od visokotehnoloških tankoziranih trapezoidnih profila, izračun se provodi u skladu s metodama dopuštenih naprezanja. Predlaže se inženjerska metodologija za računovodstvo lokalnog gubitka stabilnosti u izračunu sposobnosti nosivosti struktura iz tankostičnog trapezoidnog profila. Tehnika se provodi u MS Excelu, dostupnom za raširenu uporabu i može poslužiti kao osnova za relevantne dodatke u propisi U smislu izračuna tankoziranih profila. Temelji se na temelju studija i dobivenih analitičkih ovisnosti za izračunavanje kritičnih naprezanja lokalnog gubitka stabilnosti pločastih elemenata tankoslojnog trapezoidnog profila. Zadatak je podijeljen na tri komponente: 1) Određivanje minimalne debljine profila (granica t u kojoj nema potrebe uzeti u obzir lokalni gubitak stabilnosti u ovoj vrsti izračuna; 2) određivanje Područje dopuštenih opterećenja tankozirani trapezoidni profil, unutar kojeg je nositelj kapaciteta osiguran bez gubitka stabilnosti; 3) određivanje područja dopuštenih vrijednosti num, unutar koje je nositelj kapaciteta osiguran s lokalnim gubitkom stabilnosti jednog ili više pločastih elemenata tankostičnog trapezoidnog profila (uzimajući u obzir smanjenje presjek profila).
Vjeruje se da su metode otpornosti materijala ili građevinske mehanike dobivene ovisnosti o momu savijanja od uzdužne sile m \u003d f (n) za izračunatu strukturu (Sl .2.1). Proslijedivi naprezaci su poznati [T] i snagu prinosa materijala SGT-a, kao i glavnog napona naprezanja u pločastim elementima. U izračunima nakon lokalnog gubitka stabilnosti primijenjena je metoda "redukcijskog". S gubitkom stabilnosti, je isključena 96% širine odgovarajućeg ploča.
Izračun kritičnih naprezanja lokalnog gubitka stabilnosti elemenata ploča i ograničavajuće debljine tankostičnog trapezoidnog profila tankozirani trapezoidni profil podijeljen je u set elemenata ploča kao što je prikazano na Sl. 4.1. U isto vrijeme, kut uzajamnog rasporeda susjednih elemenata ne utječe na vrijednost kritičkog stresa lokalnog
Profil H60-845 zakrivljen gubitak održivosti. Dopušteno je zamijeniti curvilinear corugacije s rektilinearnim elementima. Kritični tlačni naponi gubitka lokalnog stabilnosti u smislu Eulera za odvojeno / do pločasti element tankostičnog trapezoidnog profila BT BT širini debljine t, elastični modul materijala E i koeficijent Poissona Ju u Elastična stadija opterećenja određena je formulom
Koeficijenti K (PX, P2) i K (v) uzimaju u obzir učinak krutosti susjednih ploča elemenata i prirode raspodjele tlačnih naprezanja duž širine elementa ploča. Vrijednost koeficijenata: K (PX, P2) je definirana u tablici 2 ili se izračunava pomoću formule
Normalni naponi u pločanom elementu određuju se u središnjim osi poznate formule za otpornost materijala. Područje dopuštenih opterećenja bez uzimanja u obzir gubitak lokalnog stabilnosti (sl. 4.2) određuje se izrazom i je četverokutan, gdje je J je trenutak inercije dijela profila tijekom savijanja, F-područje Dio razdoblja profila, ultrazvuk i UTPP - koordinate ekstremnih točaka poprečnog presjeka profila (slika 4.1).
Ovdje se poprečno presjek profila F i trenutak inercije J izračunava se za periodični element L. L, a uzdužna sila IV i moment savijanja m do profila odnose se na L.
Provozni kapacitet osiguran je kada je stvarna krivulja opterećenja M \u003d F (n) u području vrijednosti dopuštenih opterećenja manji od lokalnog gubitka stabilnosti (Sl.4.3). Slika 4.2. Područje dopuštenih opterećenja isključujući gubitak lokalnog stabilnosti
Gubitak lokalne stabilnosti jedne od polica dovodi do njegove djelomične iznimke od percepcije opterećenja - smanjenje. Stupanj smanjenja uzima se u obzir koeficijentom smanjenja
Knjigovodstveni kapacitet je osiguran kada je stvarna krivulja opterećenja pogođena u području vrijednosti dopuštenih opterećenja minus područje lokalnog gubitka stabilnosti. S manjim debljinama, lokalna linija gubitka smanjuje područje dopuštenih opterećenja. Lokalni gubitak stabilnosti nije moguć ako se stvarna krivulja opterećenja postavi u smanjenom području. Kada stvarna krivulja opterećenja izlaže na minimalnu vrijednost kritičkog stresa lokalnog gubitka stabilnosti, potrebno je obnoviti područje dopuštenih opterećenja, uzimajući u obzir smanjenje profila, koji se određuje izrazom izrazom
UDC 621.774.3.
Istraga dinamike promjena u debljini zida cijevi tijekom redukcije
K.Yu. Yakovleva, B.V. Barichko, V.N. Kuznetsov
Rezultati eksperimentalnog proučavanja dinamike promjena u debljini zidova cijevi tijekom valjanja, crtež u monolitnim i valjcima maramice. Pokazalo se da s povećanjem stupnja deformacije, intenzivnije povećanje debljine stijenke cijevi se promatra u procesima valjanja i crtanja u vucima valjaka, što čini njihovo korištenje obećavajuće.
Ključne riječi: hladno-deformirane cijevi, cijevi debeli zid, crtež cijevi, debljina stijenke cijevi, kvaliteta unutarnje površine cijevi.
Postojeća tehnologija za proizvodnju kućnih deformiranih cijevi za debelistične stijenke malog promjera čelika otpornih na koroziju osigurava uporabu hladnih procesa valjanja na CPT mlinovima i naknadnom crtežu bez slobode u monolitnim vukovima. Poznato je da je priprema cijevi male promjer s hladnim valjanjem povezana s brojnim poteškoćama uzrokovanim smanjenjem krutog krutog sustava. Stoga, da biste dobili takve cijevi, proces crtanja se koristi uglavnom irelevantnim. Priroda promjene debljine stijenke cijevi u slučaju nezadovoljstva određuje se omjer debljine stijenke i vanjski promjer D, a apsolutna vrijednost promjene ne prelazi 0,05-0,08 mm. U isto vrijeme, zadebljanje zida se promatra na omjeru 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.
Cilj rada je komparativna eksperimentalna studija dinamike promjena u debljini cijevnog zida u reducirajućim procesima s valjanjem, povlačenjem u monolitnim i valjcima vukova.
Hladno fokusirane cijevi korištene su kao praznine: Veličine 12,0x2,0 mm (S / D \u003d 0,176), 10,0x2,10 mm (S / D \u003d 0,216) od čelika 08X14MF; Dimenzije 8,0x1,0 mm (S / D \u003d 0,127) od čelika 08X18H10T. Sve cijevi bile su u žarenjenom stanju.
Crtež u monolitnim vukovima proveden je na čeličnom mlinu bez lanca sa silom od 30 kn. Za crtanje valjka korišteni su parovi WIP-2 / 2.180 valjka. Recitiranje u valjku vuk provedeno je pomoću sustava kalibra "ovalni krug". Redukcija cijevi valjanjem provedeno je u skladu s shemom kalibracije "oval" u dvobojni sanduk s valjcima promjera 110 mm.
U svakoj fazi deformacije uzeli su uzorci (5 kom. Za svaku studijsku opciju) za mjerenje vanjskog promjera, debljinu zida i hrapavosti unutarnje površine. Mjerenje geometrijskih veličina i hrapavost površine cijevi provedeno je pomoću elektroničkog TTTC-TT. Elektronički mikrometar, surftest SJ-201 profilometar. Svi alati i uređaji prošli su potrebnu mjeriteljsku kalibraciju.
Parametri hladne deformacije cijevi prikazani su u tablici.
Na sl. Slika 1 prikazuje grafikone ovisnosti o vrijednosti relativnog povećanja debljine stijenke na stupnju deformacije E.
Analiza grafova na Sl. 1 pokazuje da kada se kotrlja i crta u valjku vuka, u usporedbi s procesom crtanja u monolitnom vuku, uočena je intenzivnija promjena u debljini cijevnog zida. To je, prema autorima, zbog razlike u dijagramu stresnog stanja metala: kada se crtež valjanja i valjka, vlačne naprezanja u fokusu deformacije imaju manje vrijednosti. Mjesto debljine zida mijenja se u crtežu valjka ispod promjene krivulje u debljini zida tijekom valjanja uzrokovana je nekoliko velikih vlačnih naprezanja tijekom crteža valjaka zbog aksijalne primjene deformacijske sile.
Primijećeno tijekom valjanja ekstremne funkcije promjene debljine stijenke na stupnju deformacije ili relativne kompresije duž vanjskog promjera odgovara vrijednosti s / d \u003d 0,30. Po analogiji s vrućim smanjenjem valjanja, gdje se opaženo smanjenje debljine stijenke na S / D\u003e 0,35, može se pretpostaviti da se smanjenje debljine zida s omjerom S / D\u003e 0,30 karakterizira valjanje.
Budući da jedan od čimbenika koji određuju prirodu promjene debljine zida je omjer vlačnih i radijalnih naprezanja, što zauzvrat ovisi o parametru
Veličine cijevi patenta broj, mm S, / D, SI / SC di / do є
Smanjenje valjanja (cijevi od čeličnog razreda 08x14mf)
Oko 9,98 2,157 o, 216 1, o1, o 1, o
1 9,52 2,2 ° O, 2z41, oz40, 954 1, oz 8 O, O4
2 81O2, Z5O O, 29o1, O89 O, 812 1,249 O, 2o
C7, O12, Z24 O, SZ2 1, O770, 702 1,549 O, Z5
Rediranje valjanje (cijevi od čeličnog razreda 08x18N10T)
Oko 8, o6 1, o200, 127 1, o1, o 1, o
1 7, oz1,1zo o, 161 1,1O80, 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 1.406 O, 29
Smanjenje s povlačenjem vuka valjka (cijevi od čeličnog razreda 08x14MF)
Oko 12, oo 2,11 o, 176 1, o1, o 1, o
1O, 98 2,2 O, 2OO1, O4z O, 915 1, O8O OH, O7
2O, o8 2,27 o, 225 1, o76 o, 8401,178 o, 15
C9, O1 2, zoološki vrt O, 2011, O9O O, 751 1, Z52 O, 26
Smanjenje s povlačenjem monolitnih vuka (cijevi od čeličnog razreda 08x14MF)
Oko 12, oo 2,11 o, 176 1, o1, o 1, o
LO, 97 2,1z5 0,195 1, O12 O, 914 1,1O6 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 - odnosno, vanjski promjer i debljina zida cijevi u g. Zide.
Sl. 1. Ovisnost vrijednosti relativnog povećanja debljine stijenki cijevi na stupnju deformacije
rA S / D, važno je proučiti učinak odnosa s / d na položaj ekstremne funkcije promjene debljine debljine stijenke cijevi u procesu redukcije. Prema danom radu, s manjim omjerima S / D, maksimalna vrijednost debljine stijenke cijevi promatra se na velikim deformacijama. Ova je činjenica ispitana na primjeru procesa smanjenja valjanja cijevi s dimenzijama 8,0x1,0 mm (S / D \u003d 0,127) čelika 08X18H10T u usporedbi s podacima o valjanju cijevi s dimenzijama 10,0x2,10 mm (s / D \u003d 0,216) čelika 08x14mf. Rezultati mjerenja prikazani su na Sl. 2.
Kritični stupanj deformacije, u kojoj je primijećena maksimalna vrijednost debljine zida pri kotrljanju cijevi s omjerom
S / d \u003d 0,216, iznosio je 0,23. Kada kotrljanje cijevi od čelika 08x18H10T, ekstrem debljine zida zida se ne postiže, budući da omjer veličine cijevi S / D čak i pri maksimalnom stupnju deformacije nije prelazio 0,3. Važna okolnost je da je dinamika povećanja debljine zida tijekom redukcije cijevi s valjanjem u obrnutom ovisnosti o omjeru S / D veličine izvorne cijevi, koja pokazuje grafikone prikazane na Sl. 2, a.
Analiza krivulja na Sl. 2, B također pokazuje da je promjena u omjeru S / D u procesu kotrljanja cijevi od čeličnog razreda 08X18H10T i cijevi od čeličnog stupnja 08x14MF ima sličan kvalitativni karakter.
S0 / a) \u003d O, 127 (08x18N10T)
S0 / 00 \u003d 0,216 (08x14mf)
Stupanj deformacije, b
Va \u003d 0; 216 (08x14mf)
(Tako / da \u003d 0a21 08x18h10t) \u200b\u200b_
Stupanj deformacije, є
Sl. 2. Promijenite debljinu zida (a) i omjer s / d (b), ovisno o stupnju deformacije kada valjanje cijevi s različitim omjerom izvora s / d
Sl. 3. Ovisnost relativne vrijednosti hrapavosti unutarnje površine cijevi na stupnju deformacije
U procesu smanjenja na različite načine, hrapavost unutarnje površine cijevi također procjenjuje veličinu srednje ocjenjenog odstupanja visine zračenja RA. Na sl. 3 prikazuje grafikone ovisnosti o relativnoj vrijednosti parametra Ra o stupnju deformacije tijekom smanjenja cijevi s valjanjem i crtanjem u monolitnim vagonima ^ ag, RA0 - odnosno, parametri grubog
unutarnje površine cijevi u prolazu MR i na izvornoj cijevi).
Analiza krivulja na Sl. 3 pokazuje da u oba slučaja (valjanje, crtanje), povećanje stupnja deformacije tijekom redukcije dovodi do povećanja parametra RA, to jest, pogoršava kvalitetu unutarnje površine cijevi. Dinamika promjena (povećanje) parametra hrapavosti s povećanjem stupnja deformacije u slučaju
dužing cijevi s valjanjem u dvobojnim kalibrima značajno (za oko dva puta) premašuje isti indikator u procesu crtanja u monolitnim vukovima.
Također treba napomenuti da je dinamika promjena parametra grubosti unutarnje površine u skladu s gornjim opisom dinamike debljine zida za razmatrane metode smanjenja.
Prema rezultatima istraživanja, mogu se izvući sljedeći zaključci:
1. Dinamika promjena u debljini zidova cijevi za razmatrane metode hladnog smanjenja iste vrste - intenzivnog zadebljanja s povećanjem stupnja deformacije, naknadno usporavanje debljine stijenke s određenom maksimalnom vrijednošću s a Određeni omjer veličine S / D cijevi i naknadno smanjenje povećanja debljine zida.
2. Dinamika promjena u debljini stijenke cijevi je u obrnutoj ovisnosti o omjeru veličina izvorne cijevi S / D.
3. Najveća dinamika povećanja debljine zida opažena je u procesima valjanja i crtanja u vucima valjcima.
4. Povećanje stupnja deformacije tijekom smanjenja valjanja i crtanja u monolitnim vukovima dovodi do pogoršanja stanja unutarnje površine cijevi, a povećanje parametra hrapavosti RA tijekom valjanja nastaje intenzivnije nego s crtanjem , S obzirom na zaključke i prirodu promjene debljine zida u procesu deformacije, može se tvrditi da za povlačenje cijevi u valjcima
parametar RA će biti manje intenzivan nego za valjanje, a intenzivnije u usporedbi s monolitnim povlačenjem.
Informacije o obrascima procesa smanjenja hladnoće bit će korisne u dizajniranju proizvođača home-fokusiranih cijevi od čelika otpornih na koroziju. U tom slučaju, obećavajući za skup debljine stijenke cijevi i smanjenje broja prolaza je korištenje procesa crtanja u vucima valjaka.
Književnost
1. bisk, t.b. Hladna deformacija čeličnih cijevi. 2 h. 1: Pripravak za deformaciju i crtanje / m.b. Bisk, i.a. Grijeh, vb Slavin. -SverdLovsk: Mid-Ural. kn. Izdavačka kuća, 1976. - 232 str.
2. Savin, G.A. Ukazivanje cijevi / g.a. Savin. -M: metalurgija, 1993. - 336 str.
3. Schweikin, V.V. Tehnologija hladnog valjanja i smanjenje cijevi: studije. Doplatak / V.V. Schwekin. - SverDlovsk: izdavačka kuća. Cm. Kirov, 1983. - 100 s.
4. Tehnologija i oprema Cjevaste proizvodnje / E. Saddy, A. S. Vavilin, V.G. Zimoveti i drugi; Ed. V.ya. Sidić. - m.: Intermet inženjering, 2007. - 560 str.
5. Barichko, B.V. Osnove tehnoloških procesa OMD: Sažetak predavanja / B.V. Barichko, F.S. Dubinsky, V.i. Ručica. - Chelyabinsk: izdavačka kuća, Juragu, 2008. - 131 str.
6. Potapov, i.N. Teorija proizvodnje cijevi: studije. Za sveučilišta / i.N. Potapov, a.p. Koli, V.M. Druyan. - m.: Metalurgija, 1991. - 424 str.
Yakovleva Ksenia YureeVNA, Junior istraživač, JSC Ruski istraživački institut za industriju cijevi (Chelyabinsk); [Zaštićeno e-poštom]
Barich Boris Vladimirovich, zamjenik voditelja odjela za bešavne cijevi, OJSC Ruski istraživački institut za industriju cijevi OJSC (Chelyabinsk); [Zaštićeno e-poštom]
KuznetSov Vladimir Nikolavich, voditelj hladnog deformacije laboratorija središnjeg laboratorija za tvornički laboratorij, JSC "Sinarska cijevi" (Kamensk-Uralsky); [Zaštićeno e-poštom]
Bilten južnog državnog sveučilišta Ural
Serija "Metaluregy" ___________2014, Vol. 14, br. 1, str. 101-105
Proučavanje dinamičkih promjena debljine redoslijeda redu u procesu smanjenja
K.Yu. Yakovleva, Ruski istraživački institut cijevi i cijevne industrije (Rosniti), Chelyabinsk, Ruska Federacija, [Zaštićeno e-poštom],
B.v. Barichko, Ruski istraživački institut cijevi i cijevne industrije (Rosniti), Chelyabinsk, Ruska Federacija, [Zaštićeno e-poštom],
Vnta Kuznetsov, JSC "Sinarska cijevi biljka", Kamensk-Uralsky, Ruska Federacija, [Zaštićeno e-poštom]
Opisani su rezultati eksperimentalnog proučavanja dinamičkih promjena za debljinu stijenke cijevi tijekom valjanja, crtanja u jednodijelnim i valjcima. Drvjeci pokazuju da se s deformacijom povećava brži rast zidne stijene cijevi u valjanju i crtanje s valjkom. Zaključak se može izvući da je najperspektivniji zaključak može biti izvučen umrenje je najperspektivniji
Ključne riječi: hladno oblikovane cijevi, debeli zid cijevi, crtež cijevi, debljina stijenke cijevi, kvaliteta unutarnje površine cijevi.
1. Bisk M.B., Grekhov i.a., Slavin V.B. Khohodnaya deformatsiya stal "Nykh Trub. Podgotovka k deformatsii i Volochenie. Sverdlovsk, srednja knjiga ural., 1976, Vol. 1. 232 str.
2. Savin G.A. Volochenie Trub. Moskva, Metallurgiya Publ., 1993. 336 str.
3. Shveykin V.V. Tekhnologiya Kholodnoy prokatki i redoslijed prokub. SverdLovsk, Ural Polytechn. Inst. Publ., 1983. 100 str.
4. Osadchiy v.ya., Vavilin A.S., zimovets v.g. i sur. Tekhnologiya i OBRUDOVANIE TRUBNOGO PROIZVODVA. Osadchiy v.ya. (Ed.). Moskva, Intermet Engineering Publ., 2007. 560 str.
5. Barichko B.V., Dubinskiy F.S. Kraynov V.i. Osnovy Tekhnologichikh PROTSESSOV OMD. Chelyabinsk, Južni Ural St. Univ. Publ., 2008. 131 str.
6. Potapov i.n., Kolikv A.P, Druyan V.M. Teoriya trubnogo priizststva. Moskva, Metallurgiya Publ., 1991. 424 str.
Uvod
1 Stanje pitanja o teoriji i tehnologiji profiliranja višestrukih cijevi po zamjenom crteža (književni pregled).
1.1 Vrsta cijevi profila s ravnim licima i njihovo korištenje u tehnici.
1.2 Glavni načini za proizvodnju cijevi profila s ravnim licima.
1.4 Još uvijek oblikovan alat.
1.5 Crtanje višestrukih vintage u obliku vintage.
1.6 zaključci. Svrhu i ciljeve istraživanja.
2 Razvoj matematičkog modela profiliranja cijevi s povlačenjem.
2.1 Osnovne odredbe i pretpostavke.
2.2 Opis geometrije fokusa deformacije.
2.3 Opis parametara čvrstoće procesa profiliranja.
2.4 Evaluacija ispunjavanja uglova vukova i zupčanika na leševi profila.
2.5 Opis algoritma za izračunavanje profiliranih parametara.
2.6 Računalna analiza energetskih uvjeta za profiliranje kvadratnih cijevi s nevažnim crtežom.
2.7 Zaključci.
3 Izračun alata za čvrstoću za crtanje profilnih cijevi.
3.1 Postavljanje problema.
3.2 Određivanje intenzivnog statusa odbojke.
3.3 Izgradnja funkcija prikaza.
3.3.1 Kvadratna rupa.
3.3.2 Pravokutna rupa.
3.3.3.
3.4 Primjer izračuna intenzivnog stanja vukova s \u200b\u200bkvadratnom rupom.
3.5 Primjer izračuna intenzivnog statusa vukova s \u200b\u200bkružnim otvorom.
3.6 Analiza dobivenih rezultata.
3.7 Zaključci.
4 eksperimentalne studije za profiliranje kvadrata i pravokutnih cijevi s povlačenjem.
4.1 Metodologija za eksperiment.
4.2 Profiliranje kvadratne cijevi s povlačenjem u jednom prijelazu na jedan volti.
4.3 Profiliranje kvadratne cijevi s povlačenjem za jednu tranziciju s anti-antintamatijom.
4.4 Tri-faktorski linearni matematički model profiliranja kvadratnih cijevi.
4.5 Određivanje ispuna u kutovima vukova i zateza.
4.6 Poboljšanje umjeravanja kanala vukova za pravokutne cijevi.
4.7 Zaključci.
5 Crtanje vijčanih cijevi nalik na vijak.
5.1 Odabir tehnoloških parametara crtanja s oblikovanjem.
5.2 Definicija okretnog momenta.
5.3 Određivanje napora istezanja.
5.4 Eksperimentalne studije.
5.5 zaključci.
Relevantnost teme. Aktivni razvoj proizvodnog sektora gospodarstva, strogi zahtjevi za učinkovitost i pouzdanost proizvoda, kao i učinkovitost proizvodnje zahtijevaju korištenje vrsta opreme i tehnologije za uštedu resursa. Za mnoge industrije građevinske industrije, strojarstva, izradu instrumenata, radio inženjerska industrija, jedno od rješenja je korištenje cijevi ekonomičnih vrsta (izmjenjivanje topline i radijatorske cijevi, valovi itd.), Što omogućuje: povećanje snage instalacija, snage i trajnosti struktura, smanjiti njihovu konzistenciju metala, uštedjeti materijale, poboljšati izgled. Široka nomenklatura i znatna količina potrošnje cijevi profila ostvarila je razvoj njihove proizvodnje u Rusiji. Trenutno je većina oblikovanih cijevi proizvedena u radionicama koje upravljaju cijevi, budući da su operacije hladnog valjanja i crteža dovoljno razvijene u domaćoj industriji. U tom smislu, poboljšanje postojeće proizvodnje posebno je važno: razvoj i proizvodnja opreme, uvođenje novih tehnologija i metoda.
Najčešće vrste oblikovanih cijevi su višestruki (kvadratni, pravokutni, hex itd.) Visokih točnosti cijevi dobivenih nevažnim crtežom u jednom prolazu.
Žutnost tema teze određuje se potrebom za poboljšanjem kvalitete višestrukih cijevi poboljšanjem procesa njihovog profiliranja bez mandrela.
Cilj rada je poboljšati proces profiliranja višestrukih cijevi nezadovoljnim crtežom razvojem tehnika za izračunavanje tehnoloških parametara i geometrije alata.
Da bi se postigao cilj, potrebno je riješiti sljedeće zadatke:
1. Stvorite matematički model za profiliranje višestrukih cijevi po iskorištenju za procjenu uvjeta moći, uzimajući u obzir ne-aluminozni zakon očvršćivanja, anizotropiju svojstava i složenu geometriju kanala odbojke.
2. Utvrditi uvjete napajanja ovisno o fizičkim, tehnološkim i strukturnim parametrima profiliranja u slučaju nezadovoljstva.
3. Razviti metodologiju za procjenu uglova napunjenosti kutova vukova i zateza na lica u crtežu višestrukih cijevi.
4. Razviti metodologiju za izračunavanje čvrstoće oblikovanih vukova za određivanje geometrijskih parametara alata.
5. Razviti metodologiju za izračunavanje tehnoloških parametara dok istovremeno profilira i suha.
6. provoditi eksperimentalne studije tehnoloških parametara procesa koji osiguravaju visoku točnost dimenzija višestrukih cijevi i provjerite adekvatnost izračuna tehnoloških parametara profiliranja na matematičkom modelu.
Metode istraživanja. Teorijske studije temeljile su se na osnovnim odredbama i pretpostavkama teorije crtanja, teorije elastičnosti, metode konformnih mape, računalne matematike.
Eksperimentalne studije provedene su u laboratoriju koristeći metode matematičkog planiranja eksperimenta na univerzalnom stroju za testiranje TDMU-30.
Autor štiti rezultate izračuna tehnoloških i strukturnih parametara profiliranja višestrukih cijevi po beskrajnim crtežom: metodom izračunavanja čvrstoće oblikovanih vukova, uzimajući u obzir normalno opterećenje u kanalu; Metodologija za izračunavanje tehnoloških parametara procesa profiliranja višestrukih cijevi po beskrajnim crtežama; metodologija za izračunavanje tehnoloških parametara, a istovremeno profiliranje i sušenje s nezadovoljstvom crteža vijke tankozirane višestruke cijevi; Rezultate eksperimentalnih studija.
Znanstvena novost. Uzorci promjena u uvjetima napajanja uspostavljeni su pod profiliranjem višestrukih cijevi irelevantnim crtežom, uzimajući u obzir nelinearno zakon očvršćivanja, anizotropiju svojstava i složenu geometriju kanala odbojke. Problem je riješen određivanjem stresnog stanja oblikovanih vukova pod djelovanjem normalnih opterećenja u kanalu. Cijeli zapis o jednadžbama stanja naprezanja, istovremeno profiliranje i rezanje višestruke cijevi.
Pouzdanost rezultata istraživanja potvrđuje se stroga matematička formulacija ciljeva, koristeći analitičke metode za rješavanje problema, moderne metode eksperimentalnih eksperimentalnih eksperimentalnih podataka, obnovljivost rezultata eksperimenta, zadovoljavajuće konvergencije izračunatih, eksperimentalnih podataka i rezultata Praksa, sukladnost s rezultatima modeliranja proizvodne tehnologije i karakteristike gotovih višestrukih cijevi.
Praktična vrijednost rada je sljedeća:
1. Načini dobivanja kvadratnih cijevi 10x10x1mm od visoke precizne legure D1, povećavajući prinos prikladnih za 5%.
2. Demenzije oblikovanih vukova koji osiguravaju njihovu izvedbu.
3. Kombinirajući profiliranje i uvijanje operacija smanjuje tehnološki ciklus višestrukih cijevi za proizvodnju.
4. Poboljšana kalibracija oblikovanog vučnog kanala za profiliranje pravokutnih cijevi 32x18x2mm.
Odobravanje posla. Glavne odredbe rada disertacije iskazuju se i raspravlja na Međunarodnoj znanstvenoj i tehničkoj konferenciji posvećenoj 40. obljetnici metalurške biljke Samare "Nove destinacije proizvodnje i potrošnje aluminija i njegovih legura" (Samara: SGAU, 2000); 11 Konferencija o interturimitosti "Matematičko modeliranje i regionalni zadaci", (Samara: SSTU, 2001); Druga međunarodna znanstvena i tehnička konferencija "Metalophysics, Mehanika materijala i procesa deformacije" (Samara: SGAU, 2004); XIV Stupid-Levsk čitanja: Međunarodna znanstvena konferencija mladih (Kazan: KSU, 2006); IX Royal čitanja: Međunarodna znanstvena konferencija mladih (Samara: SGAU, 2007).
Publikacije materijali koji odražavaju glavnu disertaciju teze objavljuju se u 11 djela, uključujući u vodećim recenziranim znanstvenim publikacijama koje definiraju najviša potvrda o potvrđivanju - 4.
Struktura i opseg posla. Teza se sastoji od glavnih simbola, uvoda, pet poglavlja, popis literature i primjena. Rad je postavljen na 155 stranica pisaćeg teksta, uključujući 74 crteže, 14 tablica, bibliografiju od 114 predmeta i aplikaciju.
Autor je zahvalan timu Odjela za obradu metala za pomoć, kao i supervizoru, profesor Odjela, D.T.N. V.r. Targin za vrijedne komentare i praktičnu pomoć u radu.
Glavni rezultati i zaključci za rad
1. Iz analize znanstvene i tehničke literature slijedi da je jedan od racionalnih i produktivnih procesa proizvodnje tankoslojne višeslojne cijevi (kvadratni, pravokutni, heksagon, oktamik) je proces crtanja nezadovoljstva.
2. Razvijen je matematički model za proces profiliranja višestrukih cijevi po beskrajnom crtežu, koji omogućuje određivanje uvjeta moći, uzimajući u obzir nelinearno zakon očvršćivanja, anizotropiju svojstava cijevnog materijala i složene geometrije kanal odbojke. Model se implementira u programiranju programa Delphi 7.0.
3. Uz pomoć matematičkog modela uspostavlja se kvantitativni utjecaj fizičkih, tehnoloških i strukturnih čimbenika na parametre snage procesa profiliranja višestrukih cijevi s neplaženjem crteža.
4. Razvijene metode za procjenu punine kutova kutova vukova i zupčanika lica u slučaju nevažnog crteža višestrukih cijevi.
5. Razvijen je metoda za izračunavanje čvrstoće oblikovanih vukova, uzimajući u obzir uobičajena opterećenja u kanalu, na temelju funkcije ery naprezanja, metodu konformnih mapiranja i teorije treće čvrstoće.
6. Eksperimentalno je konstruiran trokutni matematički model profiliranja kvadratnih cijevi, što vam omogućuje da odaberete tehnološke parametre koji osiguravaju točnost geometrije dobivenih cijevi.
7. Razvijen i donesen na inženjersku razinu, način izračuna tehnoloških parametara s istovremenim profiliranjem i uvijanjem višestrukih cijevi nevažnim crtanjem.
8. Eksperimentalne studije procesa profiliranja višestrukih cijevi nerelevantnim crtežom pokazali su zadovoljavajuću konvergenciju rezultata teorijske analize s eksperimentalnim podacima.
1. A.C. 1045977 SSSR, MKI3 B21SS / 02. Alat za crtanje tankih zidova u obliku cijevi teksta. / V.n. Ermakov, g.p. Moiseev, A.B. Suncov i sur. (SSSR). № 3413820; Fazi. 31.03.82; Publ. 07.10.83, bul. №37. - Z S.
2. A.C. 1132997 SSSR, MKI3 B21SS / 00. Kompozitni vuk za crtanje višestrukih profila s čak i brojem teksta lica. / U i. Reinne, a.a. Pavlov, E.V. Nikulin (SSSR). -№ 3643364 / 22-02; Fazi. 09/16/83; Publ. 07.01.85, Bul. №1. -4c.
3. A.C. 1197756 SSSR, MKI4B21S37 / 25. Metoda proizvodnje teksta pravokutnih cijevi. / P.N. Kalinushkin, vb Furbanov i sur. (SSSR). № 3783222; najavio 21.08.84; Publ. 15.12.85, Bul. №46. - 6c.
4. A.C. 130481 SSSR, MKA 7S5. Uređaj za uvrtanje ne-kružnih profila s tekstom za crtanje. / V.l. Kolmogorov, G.m. Moiseev, yu.n. Shakmaev i sur. (SSSR). № 640189; Fazi. 02.10.59; Publ. 1960, bul. №15. -2c.
5. A.C. 1417952 SSSR, MKI4V21S37 / 15. Metoda proizvodnje profila višestruka tekst teksta. / A.B. Yukov, a.a. Shkurenko i sur. (SSSR). № 4209832; Fazi. 09.01.87; Publ. 08.23.88, Bul. №31. - 5c.
6. A.C. 1438875 SSSR, MKI3 B21S37 / 15. Metoda proizvodnje teksta pravokutnih cijevi. / A.g. Mikhailov, L.B. Maslen, V.P. Buzin i sur. (SSSR). № 4252699 / 27-27; Fazi. 28.05.87; Publ. 11/23/88, Bul. №43. -4c.
7. A.C. 1438876 SSSR, MKA3 B21S37 / 15. Uređaj za reprodukciju okruglih cijevi u pravokutni tekst. / A.g. Mikhailov, L.B. Maslen, V.P. Buzin i sur. (SSSR). № 4258624 / 27-27; Fazi. 09.06.87; Publ. 11/23/88, Bul. №43. --Sc.
8. A.C. 145522 SSSR MKI 7P410. Filter za crtanje cijevi teksta. / E.V.
9. Bush, B.K. Ivanov (USSR). - br. 741262/22; Fazi. 10.08.61; Publ. 1962, Bul. 6. --Sc.
10. A.C. 1463367 SSSR, MKI4 B21S37 / 15. Metoda za izradu višestruka tekstualnog teksta. / V.v. Yakovlev, V.a. SHURINOV, A.PAVLOV i V.A. Belvyn (SSSR). № 4250068 / 23-02; Fazi. 13.04.87; Publ. 03/07/89, Bul. №9. -2c.
11. A.C. 590029 SSSR, MK2B21SS / 00. Volonka za crtanje višestrukih višestrukih tekstualnih profila. / B.ji. Dyldin, V.a. Aleshin, G.P. Moiseev i sur. (SSSR). № 2317518 / 22-02; Fazi. 30.01.76; Publ. 30.01.78, Bul. №4. --Sc.
12. A.C. 604603 SSSR, MKI2 B21SS / 00. Volonka za crtanje pravokutnog teksta žice. / J.c. Watrushin, i.sh. Berin, A.JI. Checherin (SSSR). -№ 2379495 / 22-02; Fazi. 07/05/76; Pub.30.04.78, Bul. 16. 2 str.
13. A.C. 621418 SSSR, MKI2 B21SS / 00. Alat za crtanje višestrukih cijevi s parnim brojem teksta lica. / G.a. Savin, V.i. Panchenko, V.K. Sidorenko, L.M. Schlossberg (SSSR). № 2468244 / 22-02; Fazi. 29.03.77; Publ. 30.08.78, Bul. №32. -2c.
14. A.C. 667266 SSSR, MC2 B21SS / 02. Voliok tekst. / A.a. Fotov, V.N. Duev, g.p. Moiseev, V.M. Yermakov, yu.g. Dobro (USSR). № 2575030 / 22-02; Fazi. 01.02.78; Publ. 06/15/79, Bul. №22, -4ê4s.
15. A.C. 827208 SSSR, MKI3 B21SS / 08. Uređaj za proizvodnju teksta cijevi profila. / I.a. Lyašenko, g.p. Motsev, s.m. Podoscin i sur. (SSSR). № 2789420 / 22-02; potraživanja. 09.06.79; Publ. 05.05.81, Bul. №17. - Z S.
16. A.C. 854488 SSSR, MKI3 B21SS / 02. I dalje tekst alata. /
17. S.p. Panasenko (SSSR). № 2841702 / 22-02; Fazi. 11/23/79; Publ. 08/15/81, bul. №30. -2c.
18. A.C. 856605 SSSR, MKI3 B21SS / 02. Volok za crtanje profila. / Yu.s. Zykov, a.g. Vasilyev, a.a. Kochetkov (SSSR). №2798564 / 22-02; Fazi. 07/19/79; Publ. 08.23.81, Bul. №31. --Sc.
19. A.C. 940965 SSSR, MKI3 B21SS / 02. Alat za izradu površina profila Tekst. / I.a. Savelyev, yu.s. Uskrsnuće, A.D. OSMA-nis (SSSR). - Ne. 3002612; Fazi. 06.11.80; Publ. 07.07.82, Bul. №25. Z S.
20. Adler, Yu.p. Planiranje eksperimenta prilikom traženja optimalnih uvjeta. / YU.P. Adler, E.V. Markova, yu.v. Granovsky m.: Znanost, 1971. - 283c.
21. Alynevsky, Ji.e. Povlačenje napora s hladnim odvodnim cijevima. / J.e. Alshevsk. M.: Metalurcisdat, 1952.-124c.
22. Amenzade, yu.a. Teorija teksta elastičnosti. / Yu.a. Amenzade. M.: Visočna škola, 1971.-288ês.
23. Argunov, V.N. Kalibracija u obliku oblikovanog profila. / V.N. Argunov, m.z. Yermanok. M.: Metalurgija, 1989.-206c.
24. Arysensky, Yu.m. Dobivanje racionalne anizotropije u listovima teksta. / Yu.m. Arysensky, f.v. Grecknikov, V.Yu. Aryshensky. M.: Metalurgija, 1987-141c.
25. Aryshensky, yu.m.toria i izračuni plastične formiranja teksta anizotropnog materijala. / Yu.m. Arysensky, f.v. Grecknikov. - m.: Metalurgija, 1990.-304ês.
26. bisk, t.b. Racionalna tehnologija proizvodnje teksta alata za operativni alat. / M.B. Bisk-m.: Metalurgija, 1968.-141 str.
27. Widowin, S.I. Metode za izračunavanje i projektiranje na računalnim procesima žigosa i profila praznine Tekst. / S.I. Widowin - m.: Strojarstvo, 1988.-160c.
28. Vorobyov, D.N. Alat za kalibriranje za crtanje pravokutnih cijevi Tekst. / D.N. Vorobev D.N., V.R. Kargin, i.i. KuznettSova // tehnologija svjetlosnih legura. -1989. -№. -C.36-39.
29. vydrin, V.N. Proizvodnja oblikovanih profila visokog točnosti. / V.N. Udrin i sur.: Metalurgija, 1977.-184C.
30. Gromov, n.p. Teorija obrade metala. / N.P. Gromov -m.: Metalurgija, 1967.-340.
31. Gubkin, s.i. Kritika postojećih metoda za izračunavanje radnih stresa u OMD / PY. Gubkin // Inženjering metode za izračunavanje tehnoloških procesa OMD-a. -M.: Mashgiz, 1957. C.34-46.
32. Glyaev, g.i. Stabilnost poprečnog dijela cijevi pod smanjenjem teksta. / G.I. Glyaev, p.n. Ivshin, V.K. YANOVICH // teorija i praksa smanjenja cijevi. P. 103-109.
33. Glyaev, yu.g. Matematičko modeliranje procesa OMD teksta. / Yu.g. Glyaev, s.a. Chukmasov, A.B. Gubin. Kijev: znanosti. Dumka, 1986. -240C.
34. Glyaev, yu.g.indensifikacija točnosti i kvalitete cijevi teksta. / Yu.g. Glyaev, m.z. Volodashky, O.I. Lion i drugo: Metalurgija, 1992.-238c.
35. Gun, g.ya. Teoretske baze za obradu teksta metala. / G.YA. Gong. M.: Metalurgija, 1980. - 456c.
36. Gun, G.Ya. Plastična formulacija metala teksta. / G.ya. Gong, p.i. Polihin, B.A. Prudkovsky. M.: Metalurgija, 1968. -416c.
37. Danchenko, V.N. Proizvodnja cijevi profila. / V.N. Danchenko,
38. V.a. Sergeev, e.v. Nikulin. M.: Intermet inženjering, 2003. -224c.
39. Dnestrovsky, N.Z. Skidanje metalnog teksta. / N.z. Dnjestar. M.: Država Znanstvena škola. ed. Lit. na h. i boju Metalurgija, 1954. - 270c.
40. Dorokhov, a.i. Promijenite perimetar dok crtete oblikovane cijevi. / A.I. Dorokhov // Bul. Znanstveni i tehnički Podaci o odbacivanju. M.: Metalurg-izdanje, 1959. - № 6-7. - str. 89-94.
41. Dorokhov, a.i. Određivanje promjera izvornog obratka za ne-free-peel i valjanje pravokutnih, trokutastih i šesterokutnih cijevi. / A.I. Dorokhov, V.i. Shafir // Proizvodnja cijevi / nesloga. M., 1969. -Sp.21. - P. 61-63.
42. Dorokhov, a.i. Aksijalna naprezanja s crtežom oblikovanih cijevi bez teksta zandral. / A.I. Dorokhov // tr. Ukrniti. M.: Metallugizdat, 1959. -Sp.1. - str.156-161.
43. Dorokhov, a.i. Izgledi za proizvodnju hladno deformiranih cijevi profila i osnove moderne tehnologije njihove proizvodnje. / A.I. Dorokhov, V.i. Reinne, a.p. USPENKO // Cijevi ekonomičnih vrsta: m.: Metalurgija, 1982. -c. 31-36.
44. Dorokhov, a.i. Racionalno umjeravanje valjaka multi-tech mlinova za proizvodnju cijevi pravokutnog dijela teksta. / A.I. Dorokhov, p.V. SAV-KIN, A.B. Kolpakovsky // Tehnički napredak u proizvodnji cijevi. M.: Metalurgija, 1965.-s. 186-195.
45. Emelyanenko, str. Tekst proizvodnje cijevi i cjevovoda. / P.T. Emelyanenko, a.a. Shevchenko, s.i. Borisov. M.: Metalurgizdat, 1954.-496c.
46. \u200b\u200bYermanok, m.z. Pritiskom na aluminijske legure. M.: Metalurgija. - 1974. -232c.
47. Ermanok, M.Z. Korištenje nezadovoljstva prikupljanja tijekom proizvodnje 1 "cijevi Tekst. / M.z. Yermanok. M: ColorTethinization, 1965. - 101c.
48. Ermanok, m.z. Razvoj teorije crtanja teksta. / M.z. Yermanok // obojeni metali. -1986. №9.- str. 81-83.
49. Ermanok, M.Z. Racionalna, tehnologija proizvodnje pravokutnih cijevi od aluminijskog teksta. / M.z. Yermanok M.z., V.F. Žamlja. // obojeni metali. 1957. - №5. - str. 85-90.
50. Zykov, Yu.S. Optimalni omjer deformacija u crtežu pravokutnog profila. / YU.S. Zykov, a.g. Vasilyev, a.a. Kochetkov // obojeni metali. 1981. - №111. -C.46-47.
51. Zykov, Yu.S. Utjecaj profila crteža na tekstu sile osvjetljenja. / YU.S. Zykov // Vijesti o sveučilištima. Metalurgija. 1993. -№2. - str.27-29.
52. Zykov, Yu.S. Proučavanje kombiniranog oblika uzdužnog profila radnog područja teksta odbojka. / Yu.S. Zykov // Metalurgija i koks: prerada tlaka metala. - Kijev: tehnika, 1982. - IET.78. P. 107-115.
53. Zykov, Yu.S. Optimalni parametri pravokutnog profila. / YU.S. Zykov // u boji Megalla. 1994. - №5. - str. 47-49. ,
54. Zykov, Yu.S. Optimalni parametri procesa crtanja pravokutnog teksta profila. / YU.S. Zykov // obojeni metali. 1986. - №2. - P. 71-74.
55. Zykov, Yu.S. Optimalni kutovi povlačenja metalnog teksta. / Yu.s. Zykov .// IzSTia sveučilišta. 4m. 1990. - №4. - str.27-29.
56. ILYUSHIN, A.A. Plastika. Prvi dio. Tekst elastične plastične deformacije. / A.A. Ilyushin. -M.: MSU, 2004. -376 str.
57. Kargin, V.R. Analiza oslobađajućeg crtanja tankih cijevi s antipatičnim tekstom. / V.R. Kargin, E.V. Shokova, B.V. Kargin // bilten sgau. Samara: SGAU, 2003. - №1. - str. 82-85.
58. Kargin, V.R. Uvod u specijalitetsku obradu tlaka metala
59. Tekst: Tutorial / V.R. Kargin, E.V. Shokova. Samara: SGAU, 2003. - 170C.
60. Kargin, V.R. Tekst crtanja vode. / V.R. Kargin // obojene metale. -1989. №2. - C.102-105.
61. Kargin, V.R. Osnove inženjerskog eksperimenta.: Tutorial / V.R. Kargin, V.M. Zečeve. Samara: SGAU, 2001. - 86s.
62. Kargin, V.R. Izračun alata za crtanje kvadratnih profila i teksta cijevi. / V.R. Kargin, M.V. Fedorov, E.V. Sho20OVA // IzStaia Samara Znanstveni centar Ruske akademije znanosti. 2001. - №2. - tz - str.23 8-240.
63. Kargin, V.R. Izračun zgušnjavanja stijenke cijevi kada je tekst. / V.R. Kargin, B.V. Kargin, E.V. Shokova // Proizvodnja nabave u strojarstvu. 2004. -№1. -C.44-46.
64. Kasatkin, n.i. Istraživački proces profiliranja pravokutnih cijevnih cijevi. / N.I. Kasatkin, takozvani Honina, i.v. Komkova, t.t. Panova / proučavanje procesa obrade obojenih metala. - m.: Metalurgija, 1974. godine 44. - P. 107-111.
65. Kirichenko, A.N. Analiza ekonomije različiti putevi Proizvodnja profilnih cijevi s konstantnom debljinom zida oko perimetra teksta. / A.N. Kirichenko, a.i. Gubin, g.i. Denisova, n.K. Khudyakova // cijevi ekonomske vrste. -M., 1982. -s. 31-36.
66. Kleenov, V.F. Odabir izratka i izračuna alata za crtanje pravokutnih cijevi iz teksta aluminijskih legura. / V.F. Klemenov, R.I. Muratov, m.i. Erlich // Tehnologija svjetlosnog aloys.-1979. - №6.- str.41-44.
67. Kolmogorov, V.L. Alat za crtanje teksta. / VL. Kolmogorov, s.i. Orlov, v.yu. Shevlyakov. -M.: Metalurgija, 1992. -144c.
68. Kolmogorov, B.ji. Napon. Deformacija. Uništavanje teksta. / B.jt. Kolmogorov. M.: Metalurgija, 1970. - 229c.
69. Kolmogorov, B.ji. Tehnološki zadaci crtanja i pritiskanja teksta: Tutorial / B.ji. Kolmogorov. -Sverdlovsk: UPI, 1976. -Sp.10. -81c.
70. Coppenfels, V. praksa konformne mapiranja teksta. / V. Cop-Penfels, F. Stalman. M.: Il, 1963. - 406c.
71. CoffOff, Z.A. Tekst hladne valjalice. / Po. Cofff, p.m. Solovychik, V.a. Aleshin i drugi. SverDlovsk: Metalurgizdat, 1962. - 432c.
72. Gruzman, yu.g. Trenutno stanje globalnog teksta proizvodnje cijevi. / Yu.g. Krukman, J1.c. Lyakhovetsky, O.A. Semenov. M.: Metalurgija, 1992. -81c.
73. Levanov, A.N. Kontaktirajte trenje u procesima OMD teksta. LA.N. Leva-stup, V.L. Kolmagori, s.l. Burkin i sur.: Metalurgija, 1976. - 416c.
74. Levitansky, M.D. Izračun tehničkih i ekonomskih standarda za proizvodnju cijevi i profila iz aluminijskih legura na osobnom računalnom tekstu. / M.D. Levitansky, e.b. Makovskaya, r.p. Nazarova // obojeni metali. -19.92. -№2. -C.10-11.
75. Lyzov, m.n. Teorija i izračun proizvodnih procesa dijelova su fleksibilni tekst. / M.N. Lysov m.: Strojarstvo, 1966. - 236c.
76. Mushelishvili, n.i. Neke od glavnih zadataka matematičke teorije elastičnosti teksta. / N.I. Mushelishvili. M .: Znanost, 1966. -707c.
77. Osadchy, V.Ya. Proučavanje parametara snage profilnog cijevi i valjkastih kaliba teksta / v.ya. Saddy, S.A. Stepents // čelik. -1970. -№8.-S.732.
78. Osadchy, V.Ya. Značajke deformacije u proizvodnji cijevi profila pravokutnih i varijabilnih dijelova Tekst. / V.Ya. Saddy, S.A. Stepents // čelik. 1970. - №8. - str. 712.
79. Osadchy, V.Ya. Izračunavanje naprezanja i napora prilikom povlačenja teksta cijevi. /
80. V.Ya. Sad, a.ji. Vorontsov, s.m Karpov // Proizvodnja valjanih proizvoda. 2001. - №10. - S.8-12.
81. Osadchy, s.i. Stres-deformo-kupaonica stanje s profilima - ronataExt. / V.ya. Saddy, S.A. Getya, s.a. Stepanov // IzSTia sveučilišta. Metalurgija. 1984. -№9. -S.66-69.
82. PARSHIN, B.C. Osnove sustavnog poboljšanja procesa i hladnog crtanja teksta cijevi. / B.c. Parshins. Krasnoyarsk: izdavačka kuća Kras ime. Sveučilište, 1986. - 192c.
83. PARSHIN, B.C. Tekst crtanja hladne cijevi. / B.c. PARSHINS, A.A. Fotov, V.a. Areshin. M.: Metalurgija, 1979. - 240c.
84. Perlin, i.l. Teorija crtanja teksta. / I.l. Perlin, M.z. Yermanok. -M.: Metalurgija, 1971.- 448ês.
85. Perlin, p.i. Spremnici za stan ingoti. / P.i. Perlin, L.F. TOWCHOVA // SAT. TR. Vntimetmash. Onti Vnimemetmash, 1960. - №1. -C.136-154.
86. Perlin, p.i. Metoda za izračunavanje spremnika za prešanje ingotskog teksta tkanine. / P.I. Perlin // Bilten strojarstva 1959. - №5. - S.57-58.
87. Popov, e.a. Osnove teorije teksta lima. / E.a.popov. -M.: Strojarstvo, 1977. 278 se.
88. Potapov, i.N. Teorija teksta proizvodnje cijevi. / I.N. Potapov, a.p. Colikov, V.M. Druyan i sur. M.: Metalurgija, 1991. - 406c.
89. Ravin, A.N. Formiranje alata za prešanje i crtanje profila. / A.N. Ravin, e.sh. Sukhodrev, L.R. DUDETSKAYA, V.L. Scherbanyuk. - Minsk: Znanost i tehnologija, 1988. 232c.
90. Rakhtmayer, R.D. Metode razlika za rješavanje problema s graničnim vrijednostima Tekst. / R.D. Rakhtmeyer. M.: Mir, 1972. - 418c!
91. Savin, G.A. Crtanje cijevi teksta. / G.a. Savin. M.: Metalurgija, 1993.-336c.
92. Savin, G.N. Raspodjela napona u blizini teksta rupa. / Nov.
93. Savin. Kijev: Nukova Dumka, 1968. - 887c.
94. Segylind, Ji. Primjena MKE teksta. / JI. Segerylind. M.: Mir, 1977. - 349 se.
95. Smirnov-Alyaev, G.A. Oksimimetrična zadaća teorije plastičnog protoka tijekom kompresije, distribucije i crteža teksta cijevi. / G.A. Smirnov-alyaev, g.ya. Gun // Vijesti o sveučilištima. Metalurgija. 1961. - №1. - str. 87.
96. STOROZHEV, M.V. Teorija obrade metala. / M.v. STOROZHEV, E.A. Popov. M.: Strojarstvo, 1977. -432c.
97. Timošenko, s.p. Tekst otpornosti materijala. / S.p. Timošenko - m.: Znanost, 1965. T. 1, -480ês.
98. Timošenko, s.p. Stabilnost elastičnih sustava. / S.p. Timošenko. M.: Gittle, 1955. - 568 se.
99. Trusov, p.V. Istraživanje procesa profiliranja teksta u utoru. / P.V. Trusov, V.Y. Stupovi, i.a. Cron // obrada tlaka metala. -Sverdlovsk, 1981. №8. - str. 69-73.
100. Hucheng, V. Priprema cijevi za povlačenje, metode crtanja i opreme koja se koristi u povlačenju teksta. / V. Hucheng // Proizvodnja cijevi. Düsseldorf, 1975. po. s tim. M.: Metalurgizdat, 1980. - 286c.
101. Chevakin, yu.f. Računalni strojevi u proizvodnji teksta cijevi. / YU.F. Chevakin, A.M. Felge. M.: Metalurgija, 1972. -240C.
102. Chevakin, yu.f. Kalibracija alata za crtanje pravokutnih cijevnih cijevi. / YU.F. Shevaakin, n.i. Casatkin // Proučavanje procesa obrade obojenih metala. -M.: Metalurgija, 1971. Vol. №34. - str.140-145.
103. Chevakin, yu.f. Tekst proizvodnje cijevi. / Yu.f. Shevaakin, A.Z. GLE Berg. M.: Metalurgija, 1968. - 440.
104. Chevakin, yu.f. Proizvodnja obojenih metalnih cijevi. / YU.F. Chevakin, A.M. Rytikov, F.S. Seidalev m.: Metalurgizdat, 1963. - 355ês.
105. Chevakin, yu.f., riskirts a.m. Poboljšanje učinkovitosti proizvodnje cijevi od ne-željeznih metala teksta / yu.f. Chevakin, A.M. Felge. M.: Metalurgija, 1968.-240c.
106. Shokova, E.V. Alat za kalibraciju za crtanje pravokutnih cijevi teksta. / E.V. Shokova // Xiv Tupolevsky čitanja: Međunarodna znanstvena konferencija mladih, Kazan država. teh ne-t. Kazan, 2007. - Volumen 1. - P. 102103.
107. vijci, a.K., Freiberg ma Proizvodnja cijevi ekonomskog profila Tekst. / A.K. SCHUPOV, M.A. Freiberg.-SverDlovsk: Metalurgizdat, 1963-296c.
108. Yakovlev, V.V. Preseljenje pravokutnih cijevi povećanog teksta točnosti. / V.V. Yakovlev, b.a. Smelnitsky, V.a. Balyvin i drugi. // Stal.-1981.-№6-S.58.
109. Yakovlev, V.V. Kontaktni naponi u slučaju raseljenih cijevi. Tekst. / V.V. Yakovlev, V.V. Spells // SAT: Proizvodnja besprijekornih cijevi. -M.: Metalurgija, 1975. -№ 3. -C.108-112.
110. Yakovlev, V.V., crtež pravokutnih cijevi na pokretnom mandrel tekstu. / V.V. Yakovlev, V.a. Šurinov, V.a. Bajyvin; Odmor. Dnepropetrovsk, 1985. - 6c. - DEP. U crnoj deformaciji 13.05.1985, br. 2847.
111. Automatische Leungeng Vou Profiliohren Becker H., Brockhoff H., "Blech Rohre Profil". 1985. -№32. -C.508-509.
Imajte na umu da su gore prikazani znanstveni tekstovi objavljeni za upoznavanje i dobivene prepoznavanjem izvornih tekstova teza (OCR). S tim u vezi, mogu sadržavati pogreške povezane s nesavršenjem algoritama prepoznavanja. U PDF-u, disertacija i autorovi sažeci koje isporučujemo takve pogreške.
