480 rubljev. | 150 UAH | $7,5 ", MOUSEOFF, FGCOLOR, "#FFFFCC",BGCOLOR, "#393939");" onMouseOut="return nd();"> Diplomsko delo - 480 rubljev, poštnina 10 minut 24 ur na dan, sedem dni v tednu in prazniki
Kholkin Evgenij Gennadijevič. Študij lokalna trajnost tankostenski trapezni profili z vzdolžnim prečni zavoj: disertacija ... kandidat tehničnih znanosti: 01.02.06 / Kholkin Evgeniy Gennadievich; [Mesto zaščite: Ohm. država tehn. un-t].- Omsk, 2010.- 118 str.: ilustr. RSL OD, 61 10-5/3206
Uvod
1. Pregled študij stabilnosti strukturnih elementov iz stisnjene plošče 11
1.1. Osnovne definicije in metode za proučevanje stabilnosti mehanskih sistemov 12
1.1.1, Algoritem za preučevanje stabilnosti mehanskih sistemov po statični metodi 16
1.1.2. statični pristop. Metode: Euler, neidealnost, energijska 17
1.2. Matematični model in glavni rezultati analitičnih raziskav Eulerjeve stabilnosti. Faktor stabilnosti 20
1.3. Metode za preučevanje stabilnosti ploščatih elementov in konstrukcij iz njih 27
1.4. Inženirske metode za izračun plošč in kompozitnih ploščnih elementov. Koncept redukcijske metode 31
1.5. Numerične študije Eulerjeve stabilnosti z metodo končnih elementov: priložnosti, prednosti in slabosti 37
1.6. Pregled eksperimentalnih raziskav stabilnosti plošč in kompozitnih ploščnih elementov 40
1.7. Zaključki in naloge teoretičnih študij stabilnosti tankostenskih trapeznih profilov 44
2. Razvoj matematičnih modelov in algoritmov za izračun stabilnosti tankostenskih ploščastih elementov trapeznih profilov: 47
2.1. Vzdolžno-prečno krivljenje tankostenskih ploščatih elementov trapeznih profilov 47
2.1.1. Izjava problema, glavne predpostavke 48
2.1.2. Matematični model v navadnih diferencialnih enačbah. Robni pogoji, metoda nepopolnosti 50
2.1.3. Algoritem za numerično integracijo, določitev kritične
yarn in njena implementacija v MS Excel 52
2.1.4. Računski rezultati in njihova primerjava z znanimi rešitvami 57
2.2. Izračun kritičnih napetosti za posamezen ploščni element
v profilu ^..59
2.2.1. Model, ki upošteva elastično konjugacijo elementov lamelnega profila. Osnovne predpostavke in naloge numeričnih raziskav 61
2.2.2. Numerična študija togosti konjugacij in aproksimacija rezultatov 63
2.2.3. Numerična študija polvalovne dolžine uklona pri prvi kritični obremenitvi in aproksimacija rezultatov 64
2.2.4. Izračun koeficienta k(/3x,/32). Približek rezultatov izračuna (A,/?2) 66
2.3. Ocena ustreznosti izračunov s primerjavo z numeričnimi rešitvami po metodi končnih elementov in znanimi analitičnimi rešitvami 70
2.4. Zaključki in naloge pilotne študije 80
3. Eksperimentalne študije lokalne stabilnosti tankostenskih trapeznih profilov 82
3.1. Opis prototipov in poskusne postavitve 82
3.2. Testiranje vzorcev 85
3.2.1. Metodologija in vsebina izpitov G..85
3.2.2. Rezultati testa stiskanja 92
3.3. Ugotovitve 96
4. Upoštevanje lokalne stabilnosti v izračunih nosilne konstrukcije iz tankostenskih trapeznih profilov z ravnim vzdolžno-prečnim upogibom 97
4.1. Izračun kritičnih napetosti lokalnega uklona ploščatih elementov in mejne debeline tankostenskega trapeznega profila 98
4.2. Dovoljena obremenitev brez upoštevanja lokalnega uklona 99
4.3. Faktor redukcije 101
4.4. Upoštevanje lokalnega upogiba in zmanjšanja 101
Ugotovitve 105
Bibliografski seznam
Uvajanje v delo
Ustreznost dela.
Ustvarjanje lahkih, močnih in zanesljivih struktur je nujna naloga. Ena glavnih zahtev v strojništvu in gradbeništvu je zmanjšanje porabe kovin. To vodi v dejstvo, da je treba konstrukcijske elemente izračunati po natančnejših konstitutivnih razmerjih, pri čemer je treba upoštevati nevarnost splošnega in lokalnega uklona.
Eden od načinov za rešitev problema zmanjšanja teže je uporaba visokotehnoloških tankostenskih trapeznih valjanih profilov (TTP). Profili so izdelani z valjanjem tanke jeklene pločevine debeline 0,4 ... 1,5 mm v stacionarnih pogojih ali neposredno na mestu montaže kot ravni ali obokani elementi. Konstrukcije z uporabo nosilnih obokanih prevlek iz tankostenskih trapeznih profilov odlikujejo lahkotnost, estetski videz, enostavnost vgradnje in številne druge prednosti v primerjavi s tradicionalnimi vrstami prevlek.
Glavna vrsta obremenitve profila je vzdolžno-prečni upogib. ton-
jfflF dMF" ploščni elementi
profili doživljanja
stiskanje v srednji ravnini
kosti lahko izgubijo prostor
nova stabilnost. lokalni
upogibanje
riž. 1. Primer lokalnega uklona
jam,
^J
riž. 2. Shema zmanjšanega odseka profila
(MPU) opazimo na omejenih območjih po dolžini profila (slika 1) pri bistveno nižjih obremenitvah od skupnega uklona in napetosti, sorazmernih z dovoljenimi. Z MPU ločen stisnjen ploščasti element profila popolnoma ali delno preneha zaznavati obremenitev, ki se prerazporedi med druge ploščate elemente profila. Hkrati na odseku, kjer je prišlo do LPA, ni nujno, da napetosti presegajo dovoljene. Ta pojav imenujemo redukcija. zmanjšanje
je zmanjšati površino v primerjavi z realno prečni prerez profil, ko ga zmanjšamo na idealiziranega shema izračuna(slika 2). V zvezi s tem je razvoj in implementacija inženirskih metod za upoštevanje lokalnega upogiba ploščastih elementov tankostenskega trapeznega profila nujna naloga.
Z vprašanji stabilnosti plošč so se ukvarjali ugledni znanstveniki: B.M. Broude, F. Bleich, J. Brudka, I.G. Bubnov, V.Z. Vlasov, A.S. Volmir, A.A. Iljušin, Miles, Melan, Ja.G. Panovko, SP. Timoshenko, Southwell, E. Stowell, Winderberg, Khwalla in drugi. Inženirski pristopi k analizi kritičnih napetosti z lokalnim uklonom so bili razviti v delih E.L. Ayrumyan, Burggraf, A.L. Vasilyeva, B.Ya. Volodarski, M.K. Glouman, Caldwell, V.I. Klimanov, V.G. Krokhaleva, D.V. Martsinkevich, E.A. Pavlinova, A.K. Pertseva, F.F. Tamplona, S.A. Timašev.
V navedenih inženirskih metodah izračuna za profile s prerezom kompleksne oblike se nevarnost MPU praktično ne upošteva. V fazi predhodnega načrtovanja konstrukcij iz tankostenskih profilov je pomembno imeti preprosto napravo za ocenjevanje nosilnosti določene velikosti. V zvezi s tem je treba razviti metode inženirskega izračuna, ki omogočajo hitro oceno njihove nosilnosti v procesu načrtovanja konstrukcij iz tankostenskih profilov. Preveritveni izračun nosilnosti tankostenske profilne konstrukcije je mogoče izvesti z izpopolnjenimi metodami z uporabo obstoječih programskih izdelkov in po potrebi prilagoditi. Takšen dvostopenjski sistem za izračun nosilnosti konstrukcij iz tankostenskih profilov je najbolj racionalen. Zato je razvoj in uvedba inženirskih metod za izračun nosilnosti konstrukcij iz tankostenskih profilov ob upoštevanju lokalnega uklona ploščatih elementov nujna naloga.
Namen disertacije: študija lokalnega uklona ploščastih elementov tankostenskih trapeznih profilov pri njihovem vzdolžno-prečnem upogibanju in razvoj inženirske metode za izračun nosilnosti ob upoštevanju lokalne stabilnosti.
Za dosego cilja sledi naslednje raziskovalni cilji.
Razširitev analiznih rešitev stabilnosti stisnjenih pravokotnih plošč na sistem konjugiranih plošč kot del profila.
Numerična študija matematičnega modela lokalne stabilnosti profila in pridobitev ustreznih analitičnih izrazov za minimalno kritično napetost MPC ploščnega elementa.
Eksperimentalna ocena stopnje redukcije v odseku tankostenskega profila z lokalnim uklonom.
Razvoj inženirske tehnike za preverjanje in konstrukcijski izračun tankostenskega profila ob upoštevanju lokalnega uklona.
Znanstvena novost delo je razviti ustrezen matematični model lokalnega uklona za ločeno lamelo
element v sestavi profila in pridobivanje analitičnih odvisnosti za izračun kritičnih napetosti.
Veljavnost in zanesljivost dobljeni rezultati so zagotovljeni s temeljnimi analitičnimi rešitvami problema stabilnosti pravokotnih plošč, pravilno uporabo matematičnega aparata, ki zadostuje za praktične izračune, sovpadanje z rezultati FEM izračunov in eksperimentalnih študij.
Praktični pomen je razviti inženirsko metodologijo za izračun nosilnosti profilov ob upoštevanju lokalnega uklona. Rezultati dela so implementirani v LLC "Montazhproekt" v obliki sistema tabel in grafičnih predstavitev območij dovoljenih obremenitev za celotno paleto izdelanih profilov ob upoštevanju lokalnega uklona in se uporabljajo za predhodno izbiro vrsta in debelina materiala profila za določeno konstruktivne rešitve in vrste nakladanja.
Temeljne določbe za obrambo.
Matematični model ravno krivino in stiskanje tankostenskega profila kot sistema konjugiranih ploščatih elementov in tehnika za določanje kritičnih napetosti MPA na njegovi osnovi v Eulerjevem smislu.
Analitične odvisnosti za izračun kritičnih napetosti lokalnega uklona za vsak lamelni profilni element pri ravnem vzdolžno-prečnem upogibu.
Inženirska metoda za preverjanje in konstrukcijski izračun tankostenskega trapeznega profila ob upoštevanju lokalnega uklona. Potrditev dela in objave.
O glavnih določbah disertacije so poročali in razpravljali na znanstvenih in tehničnih konferencah različnih ravni: Mednarodni kongres "Stroji, tehnologije in procesi v gradbeništvu", posvečen 45. obletnici fakultete "Prometni in tehnološki stroji" (Omsk, SibADI, december 6-7, 2007); Vseslovenska znanstveno-tehnična konferenca "RUSIJA MLADA: Hi-tech- industriji« (Omsk, Om-GTU, 12.–13. november 2008).
Struktura in obseg dela. Disertacija obsega 118 strani besedila, sestavljena je iz uvoda, 4 poglavij in enega dodatka, vsebuje 48 slik, 5 tabel. Seznam literature obsega 124 naslovov.
Matematični model in glavni rezultati analitičnih raziskav Eulerjeve stabilnosti. Faktor stabilnosti
Vsak inženirski projekt temelji na rešitvi diferencialnih enačb matematičnega modela gibanja in ravnotežja mehanskega sistema. Načrt konstrukcije, mehanizma, stroja spremljajo nekatere tolerance za izdelavo, v prihodnosti - nepopolnosti. Med delovanjem se lahko pojavijo tudi nepravilnosti v obliki udrtin, rež zaradi obrabe in drugih dejavnikov. Vseh variant zunanjih vplivov ni mogoče predvideti. Zasnova je prisiljena delovati pod vplivom naključnih motečih sil, ki niso upoštevane v diferencialnih enačbah.
Dejavniki, ki niso upoštevani v matematičnem modelu – nepopolnosti, naključne sile ali motnje lahko resno spremenijo dobljene rezultate.
Razlikuje se nemoteno stanje sistema - poselitveno stanje pri ničelnih motnjah in moteno - nastane kot posledica motenj.
V enem primeru zaradi motenj ni bistvene spremembe v ravnotežnem položaju konstrukcije ali pa se njeno gibanje malo razlikuje od izračunanega. To stanje mehanskega sistema imenujemo stabilno. V drugih primerih se ravnotežni položaj ali narava gibanja bistveno razlikuje od izračunanega, takšno stanje imenujemo nestabilno.
Teorija stabilnosti gibanja in ravnotežja mehanskih sistemov se ukvarja z ugotavljanjem znakov, ki omogočajo presojo, ali bo obravnavano gibanje ali ravnotežje stabilno ali nestabilno.
Tipičen znak prehoda sistema iz stabilnega stanja v nestabilno je doseganje določenega parametra vrednosti, imenovane kritična - kritična sila, kritična hitrost itd.
Pojav nepopolnosti ali vpliv neupoštevanih sil neizogibno povzroči gibanje sistema. Zato je treba v splošnem primeru raziskati stabilnost gibanja mehanskega sistema ob motnjah. Ta pristop k preučevanju stabilnosti se imenuje dinamičen, ustrezne raziskovalne metode pa dinamične.
V praksi je pogosto dovolj, da se omejimo na statični pristop, tj. statične metode za preučevanje stabilnosti. V tem primeru se raziskuje končni rezultat motnje - novo vzpostavljen ravnotežni položaj mehanskega sistema in stopnja njegovega odstopanja od izračunanega, nemotenega ravnotežnega položaja.
Statična navedba problema predvideva, da se vztrajnostne sile in časovni parameter ne upoštevajo. Ta formulacija problema pogosto omogoča prevajanje modela iz enačb matematične fizike v navadne diferencialne enačbe. To bistveno poenostavi matematični model in olajša analitično študijo stabilnosti.
Pozitiven rezultat analize ravnotežne stabilnosti po statični metodi ne zagotavlja vedno dinamične stabilnosti. Za konzervativne sisteme pa statični pristop pri določanju kritičnih obremenitev in novih ravnotežnih stanj vodi do popolnoma enakih rezultatov kot dinamični.
V konservativnem sistemu je delo notranjih in zunanje sile sistem, ki se izvaja med prehodom iz enega stanja v drugega, je določen samo s temi stanji in ni odvisen od trajektorije gibanja.
Koncept "sistema" združuje deformabilno strukturo in obremenitve, katerih obnašanje je treba določiti. To pomeni dva nujna in zadostna pogoja za konservativnost sistema: 1) elastičnost deformabilne konstrukcije, tj. reverzibilnost deformacij; 2) konzervativnost obremenitve, tj. neodvisnost opravljenega dela od poti. V nekaterih primerih daje statična metoda zadovoljive rezultate tudi pri nekonservativnih sistemih.
Za ponazoritev zgornjega si oglejmo nekaj primerov iz teoretične mehanike in trdnosti materialov.
1. Kroglica z težo Q je v vdolbini na nosilni površini (slika 1.3). Pod delovanjem moteče sile 5P Q sina se ravnotežni položaj kroglice ne spremeni, tj. je stabilen.
S kratkotrajnim delovanjem sile 5P Q sina, brez upoštevanja kotalnega trenja, je možen prehod v nov ravnotežni položaj ali nihanje okoli začetnega ravnotežnega položaja. Ko se upošteva trenje nihajoče gibanje bo prigušen, to je stabilen. Statični pristop omogoča določitev samo kritične vrednosti moteče sile, ki je enaka: Рcr = Q sina. Naravo gibanja, ko je kritična vrednost motečega delovanja presežena in kritično trajanje delovanja, je mogoče analizirati le z dinamičnimi metodami.
2. Palica je dolga / stisnjena s silo P (slika 1.4). Iz trdnosti materialov na osnovi statične metode je znano, da pri obremenitvi v mejah elastičnosti obstaja kritična vrednost tlačne sile.
Rešitev istega problema s sledilno silo, katere smer sovpada s smerjo tangente v točki uporabe, s statično metodo vodi do zaključka o absolutni stabilnosti premočrtne oblike ravnotežja.
Matematični model v navadnih diferencialnih enačbah. Robni pogoji, metoda nepopolnosti
Inženirsko analizo delimo na dve kategoriji: klasične in numerične metode. S klasičnimi metodami poskušajo neposredno reševati probleme porazdelitve napetostnih in deformacijskih polj, pri čemer tvorijo sisteme diferencialnih enačb, ki temeljijo na temeljnih principih. Natančna rešitev, če je mogoče dobiti enačbe v zaprti obliki, je možna le za najenostavnejše primere geometrije, obremenitev in robnih pogojev. S približnimi rešitvami sistemov diferencialnih enačb je mogoče rešiti precej širok spekter klasičnih problemov. Te rešitve so v obliki serije, v kateri so nižji členi zavrženi po preučitvi konvergence. Tako kot natančne rešitve tudi približne zahtevajo pravilno geometrijsko obliko, preproste robne pogoje in priročno uporabo obremenitev. Zato teh rešitev ni mogoče uporabiti za večino praktičnih problemov. Glavna prednost klasičnih metod je v tem, da omogočajo poglobljeno razumevanje preučevanega problema. S pomočjo numeričnih metod je mogoče raziskati širši spekter problemov. Numerične metode vključujejo: 1) energijsko metodo; 2) metoda robnih elementov; 3) metoda končnih razlik; 4) metoda končnih elementov.
Energetske metode omogočajo iskanje minimalnega izraza za skupno potencialno energijo konstrukcije na celotnem danem območju. Ta pristop dobro deluje le pri določenih nalogah.
Metoda robnih elementov aproksimira funkcije, ki zadovoljujejo sistem diferencialnih enačb, ki se rešuje, ne pa tudi robnih pogojev. Razsežnost problema se zmanjša, ker elementi predstavljajo le meje modeliranega območja. Vendar pa uporaba te metode zahteva poznavanje temeljne rešitve sistema enačb, ki jo je lahko težko dobiti.
Metoda končnih razlik pretvori sistem diferencialnih enačb in robnih pogojev v ustrezen sistem algebrskih enačb. Ta metoda omogoča reševanje problemov analize konstrukcij s kompleksno geometrijo, robnimi pogoji in kombiniranimi obremenitvami. Vendar pa se metoda končnih razlik pogosto izkaže za prepočasno zaradi dejstva, da zahteva po pravilni mreži na celotnem študijskem območju vodi do sistemov enačb zelo visokih redov.
Metodo končnih elementov je mogoče razširiti na skoraj neomejen razred problemov zaradi dejstva, da omogoča uporabo elementov preprostih in različnih oblik za pridobivanje particij. Velikosti končnih elementov, ki jih je mogoče kombinirati, da dobimo približek kakršnim koli nepravilnim mejam v particiji, se včasih razlikujejo za več desetkrat. Na elemente modela je dovoljeno uporabiti poljubno vrsto obremenitve, pa tudi nanje naložiti katero koli vrsto pritrditve. Glavna težava je povečanje stroškov za doseganje rezultatov. Splošnost rešitve je treba plačati z izgubo intuicije, saj je rešitev s končnimi elementi pravzaprav niz števil, ki so uporabna le za določen problem, zastavljen z modelom končnih elementov. Spreminjanje katerega koli pomembnega vidika modela običajno zahteva popolno ponovno rešitev problema. Vendar to ni velik strošek, saj je metoda končnih elementov pogosto edina možen način njene odločitve. Metoda je uporabna za vse razrede problemov porazdelitve polja, ki vključujejo strukturno analizo, prenos toplote, pretok tekočine in elektromagnetizem. Pomanjkljivosti numeričnih metod so: 1) visoki stroški programov za analizo končnih elementov; 2) dolgotrajno usposabljanje za delo s programom in možnost polnopravnega dela samo za visoko usposobljeno osebje; 3) pogosto ni mogoče preveriti pravilnosti rezultata rešitve, pridobljene z metodo končnih elementov, s fizičnim eksperimentom, tudi pri nelinearnih problemih. t Pregled eksperimentalnih raziskav stabilnosti plošč in kompozitnih ploščnih elementov
Profili, ki se trenutno uporabljajo za gradbene konstrukcije, so izdelani iz pločevine debeline od 0,5 do 5 mm in se zato štejejo za tankostenske. Njihovi obrazi so lahko ravni ali ukrivljeni.
Glavna značilnost tankostenskih profilov je, da se na ploskvah z visokim razmerjem med širino in debelino pod obremenitvijo pojavijo velike uklonske deformacije. Še posebej intenzivna rast upogibov je opazna, ko se velikost napetosti, ki delujejo na obrazu, približa kritični vrednosti. Pride do izgube lokalne stabilnosti, upogibi postanejo primerljivi z debelino obraza. Zaradi tega je presek profila močno popačen.
V literaturi o stabilnosti plošč posebno mesto zavzema delo ruskega znanstvenika SP. Timošenkova. Zaslužen je za razvoj energetske metode za reševanje problemov elastične stabilnosti. S to metodo je SP. Timošenko je podal teoretično rešitev problemov stabilnosti plošč, obremenjenih v srednji ravnini pri različnih robnih pogojih. Teoretične rešitve smo preverili s serijo testov na prosto podprtih ploščah pod enakomernim stiskanjem. Testi so teorijo potrdili.
Ocena ustreznosti izračunov s primerjavo z numeričnimi rešitvami po metodi končnih elementov in znanimi analitičnimi rešitvami
Za preverjanje zanesljivosti dobljenih rezultatov so bile izvedene numerične študije z metodo končnih elementov (MKE). V zadnjem času se vse pogosteje uporabljajo numerične študije MKE zaradi objektivnih razlogov, kot so pomanjkanje testnih težav, nezmožnost upoštevanja vseh pogojev pri testiranju na vzorcih. Numerične metode omogočajo izvajanje raziskav v "idealnih" pogojih, imajo minimalno napako, kar je v realnih testih praktično neizvedljivo. Numerične raziskave so bile izvedene s programom ANSYS.
Numerične raziskave so bile izvedene na vzorcih: pravokotna plošča; Profilni element v obliki črke U in trapeza z vzdolžnim grebenom in brez grebena; profilni list (slika 2.11). Upoštevali smo vzorce debeline 0,7; 0,8; 0,9 in 1 mm.
Na vzorce (sl. 2.11) je bila uporabljena enakomerna tlačna obremenitev sgsh vzdolž koncev, čemur je sledilo povečanje za korak Det. Obremenitev, ki ustreza lokalnemu uklonu ploščate oblike, je ustrezala vrednosti kritične tlačne napetosti ccr. Nato smo po formuli (2.24) izračunali koeficient stabilnosti & (/? i, /? g) in ga primerjali z vrednostjo iz tabele 2.
Razmislite o pravokotni plošči z dolžino a = 100 mm in širino 6 = 50 mm, stisnjeno na koncih z enakomerno tlačno obremenitvijo. V prvem primeru ima plošča zgibno pritrditev vzdolž konture, v drugem - togo tesnilo vzdolž stranskih ploskev in zgibno pritrditev vzdolž koncev (slika 2.12).
V programu ANSYS smo čelne ploskve enakomerno tlačno obtežili in določili kritično obremenitev, napetost in koeficient stabilnosti &(/?],/?2) plošče. Pri zgibu vzdolž konture je plošča v drugi obliki izgubila stabilnost (opaženi sta bili dve izboklini) (sl. 2.13). Nato smo primerjali numerično in analitično ugotovljene uporne koeficiente k,/32) plošč. Rezultati izračuna so predstavljeni v tabeli 3.
Iz tabele 3 je razvidno, da je razlika med rezultati analitične in numerične rešitve manjša od 1 %. Zato je bilo ugotovljeno, da je predlagani algoritem študije stabilnosti mogoče uporabiti pri izračunu kritičnih obremenitev za kompleksnejše konstrukcije.
Za razširitev predlagane metode za izračun lokalne stabilnosti tankostenskih profilov na splošen primer obremenitve so bile v programu ANSYS izvedene numerične študije, da bi ugotovili, kako narava tlačne obremenitve vpliva na koeficient k(y). Rezultati raziskave so predstavljeni v grafu (slika 2.14).
Naslednja stopnja preverjanja predlagane metode izračuna je bila študija posamezni element profil (slika 2.11, b, c). Ima zgibno pritrditev vzdolž konture in je na koncih stisnjena z enakomerno tlačno obremenitvijo USZH (slika 2.15). Stabilnost vzorca smo proučevali v programu ANSYS in po predlagani metodi. Po tem so dobljene rezultate primerjali.
Pri izdelavi modela v programu ANSYS smo za enakomerno porazdelitev tlačne obremenitve vzdolž konca med dve debeli plošči postavili tankostenski profil in ju pritisnili na tlačno obremenitev.
Rezultat študije v programu ANSYS elementa Profil v obliki črke U je prikazano na sliki 2.16, ki kaže, da najprej pride do izgube lokalne stabilnosti na najširši plošči.
Dovoljena površina obremenitve brez upoštevanja lokalnega uklona
Za nosilne konstrukcije iz visokotehnoloških tankostenskih trapeznih profilov se izračun izvede po metodah dovoljenih napetosti. Predlagana je inženirska metoda za upoštevanje lokalnega uklona pri izračunu nosilnosti konstrukcij iz tankostenskih trapeznih profilov. Tehnika je implementirana v MS Excel, je na voljo za široko uporabo in lahko služi kot osnova za ustrezne dopolnitve predpisi glede izračuna tankostenskih profilov. Zgrajena je na podlagi raziskav in pridobljenih analitičnih odvisnosti za izračun kritičnih napetosti lokalnega uklona ploščastih elementov tankostenskega trapeznega profila. Naloga je razdeljena na tri sklope: 1) določitev minimalne debeline profila (omejitev t \ pri kateri pri tovrstnem izračunu ni treba upoštevati lokalnega uklona; 2) določitev površine dopustnega obremenitve tankostenskega trapeznega profila, znotraj katerega je zagotovljena nosilnost brez lokalnega uklona; 3) določitev območja dovoljenih vrednosti NuM, znotraj katerih je zagotovljena nosilnost v primeru lokalnega upogibanja enega ali več ploščatih elementov tankostenskega trapeznega profila (ob upoštevanju zmanjšanja profila).
Velja, da metode upora materialov oz gradbena mehanika dobljena je bila odvisnost upogibnega momenta od vzdolžne sile M=f(N) za izračunano konstrukcijo (slika 2.1). Znane so dopustne napetosti [t] in meja tečenja materiala cgt ter zaostale napetosti cst v ploščatih elementih. Pri izračunih po lokalni izgubi stabilnosti je bila uporabljena metoda "redukcije". V primeru upogibanja je izključeno 96 % širine ustreznega elementa plošče.
Izračun kritičnih napetosti lokalnega uklona ploščatih elementov in mejne debeline tankostenskega trapeznega profila Tankostenski trapezni profil je razdeljen na niz ploščatih elementov, kot je prikazano na sliki 4.1. Hkrati kot medsebojne razporeditve sosednjih elementov ne vpliva na vrednost kritične napetosti lokalnega
Profil H60-845 UKRIVLJEN uklon. Dovoljena je zamenjava ukrivljenih valov s pravokotnimi elementi. Kritične tlačne napetosti lokalnega uklona v Eulerjevem smislu za posamezen /-ti ploščni element tankostenskega trapeznega profila s širino bt pri debelini t, modulom elastičnosti materiala E in Poissonovim razmerjem ju v elastični stopnji obremenitve se določijo s formulo
Koeficienti k(px, P2) in k(v) upoštevajo vpliv togosti sosednjih ploščatih elementov oziroma naravo porazdelitve tlačnih napetosti po širini ploščastega elementa. Vrednost koeficientov: k(px, P2) se določi po tabeli 2 ali izračuna po formuli
Normalne napetosti v ploščatem elementu so določene v središčnih oseh z znano formulo za odpornost materialov. Območje dovoljenih obremenitev brez upoštevanja lokalnega uklona (sl. 4.2) je določeno z izrazom in je štirikotnik, kjer je J vztrajnostni moment odseka obdobja profila med upogibanjem, F je presečna površina obdobja profila sta ymax in Umíp koordinate skrajnih točk odseka profila (slika 4.1).
Tukaj se izračuna površina preseka profila F in vztrajnostni moment odseka J periodični element dolžina L, in vzdolžna sila iV in upogibni moment Mb profila se nanašata na L.
Nosilnost je zagotovljena, ko krivulja dejanskih obremenitev M=f(N) pade v območje dovoljenih obremenitev minus območje lokalnega uklona (slika 4.3). Slika 4.2. Dovoljena površina obremenitve brez upoštevanja lokalnega uklona
Izguba lokalne stabilnosti ene od polic vodi v njeno delno izključitev iz zaznavanja delovnih obremenitev - zmanjšanje. Stopnjo zmanjšanja upošteva redukcijski faktor
Nosilnost je zagotovljena, ko dejanska krivulja obremenitve pade v območje dovoljenih obremenitev minus območje obremenitve lokalnega uklona. Pri manjših debelinah linija lokalnega uklona zmanjša območje dovoljenih obremenitev. Lokalni uklon ni mogoč, če je krivulja dejanske obremenitve postavljena na zmanjšano območje. Ko krivulja dejanskih obremenitev preseže črto najmanjše vrednosti kritične napetosti lokalnega upogiba, je treba ponovno zgraditi območje dovoljenih obremenitev ob upoštevanju zmanjšanja profila, ki je določeno z izrazom
Valjanje cevi z namenom zmanjšanja njihovega premera (reduciranje) se pogosto uporabljajo v skoraj vseh trgovinah za proizvodnjo vroče valjanih cevi, pa tudi pri izdelavi cevi z varjenjem. To je posledica dejstva, da je proizvodnja cevi majhnih velikosti običajno povezana z znatnimi izgubami v produktivnosti enot za valjanje cevi ali varjenje cevi in posledično s povečanjem stroškov proizvodnje. Poleg tega se v nekaterih primerih, na primer, valjanje cevi z dia. manj kot 60-70 mm ali cevi z zelo veliko debelino stene in majhno notranjo luknjo je težko, saj zahteva uporabo trnov premajhnega premera.Zmanjšanje se izvede po dodatnem segrevanju (ali segrevanju) cevi na 850-1100 ° C z valjanjem na večstojnih neprekinjenih mlinih (z do 24 stojali) brez uporabe notranjega orodja (trna). Odvisno od sprejetega sistema dela lahko ta proces poteka s povečanjem debeline stene ali z njenim zmanjšanjem. V prvem primeru se valjanje izvaja brez napetosti (ali z zelo majhno napetostjo); in v drugem - z veliko napetostjo. Drugi primer, kot bolj progresiven, se je razširil v zadnjem desetletju, saj omogoča bistveno večje zmanjšanje, zmanjšanje debeline stene pa hkrati širi nabor valjanih cevi z bolj ekonomičnimi - tankostenskimi. cevi.
Možnost redčenja stene med redukcijo omogoča pridobivanje cevi z nekoliko večjo debelino stene (včasih za 20-30%) na glavni napravi za valjanje cevi. To bistveno izboljša delovanje enote.
Obenem je v mnogih primerih starejše načelo delovanja, prosto zmanjševanje brez napetosti, ohranilo svoj pomen. To velja predvsem za primere zmanjševanja razmeroma debelostenskih cevi, ko je že pri velikih napetostih težko opazno zmanjšati debelino stene. Treba je opozoriti, da so redukcijske mline nameščene v številnih valjarnicah cevi, ki so zasnovane za prosto valjanje. Ti mlini bodo delovali dolgo časa in posledično bo breznapetostna redukcija v široki uporabi.
Razmislimo, kako se spreminja debelina stene cevi med prostim zmanjševanjem, ko ni aksialnih nateznih sil ali povratne vode, za shemo napetostnega stanja pa so značilne tlačne napetosti. B. JI. Kolmogorov in A. Z. Gleiberg sta na podlagi dejstva, da dejanska sprememba stene ustreza minimalnemu delu deformacije, in z uporabo principa možnih pomikov podala teoretično definicijo spremembe debeline stene pri redukciji. V tem primeru je bila sprejeta predpostavka, da neenakomernost* deformacije ne vpliva bistveno na spremembo debeline stene, zunanjih tornih sil pa nismo upoštevali, saj so veliko manjše od notranjih uporov. Na sliki 89 so prikazane krivulje spremembe debeline stene od začetne SQ do specificirane S za nizkoojačitvena jekla v odvisnosti od stopnje redukcije od začetnega premera DT0 DO končne DT (razmerje DT/DTO) in geometrijskega faktorja - tankosti cevi (S0/ razmerje DT0).
Pri majhnih stopnjah redukcije je upor proti vzdolžnemu odtoku večji od upora proti odtoku navznoter, kar povzroči odebelitev sten. Z večanjem deformacije se intenzivnost zgoščevanja stene povečuje. Vendar pa se hkrati poveča tudi upor proti toku v cev. Pri določeni stopnji redukcije doseže zgostitev stene svoj maksimum, kasnejše povečanje stopnje zmanjševanja pa vodi do intenzivnejšega povečanja upora proti odtoku navznoter, posledično se zgostitev začne zmanjševati.
Medtem je navadno znana samo debelina stene končne reducirane cevi, pri uporabi teh krivulj pa je treba nastaviti zahtevano vrednost, to je uporabiti metodo zaporednega približevanja.
Narava spremembe debeline stene se dramatično spremeni, če se postopek izvaja z napetostjo. Kot že omenjeno, prisotnost in velikost aksialnih napetosti označujejo hitrostni pogoji deformacije na neprekinjenem mlinu, katerega indikator je koeficient kinematične napetosti.
Pri zmanjševanju z napetostjo se pogoji deformacije koncev cevi razlikujejo od pogojev deformacije sredine cevi, ko se je proces valjanja že stabiliziral. V procesu polnjenja mlina ali ko cev izstopi iz mlina, konci cevi zaznajo le del napetosti, kotaljenje, na primer v prvem stojalu, dokler cev ne vstopi v drugo stojalo, praviloma poteka brez napetosti. . Zaradi tega se konci cevi vedno odebelijo, kar je slabost postopka zmanjševanja napetosti.
Količina obreza je lahko nekoliko manjša od dolžine odebeljenega konca zaradi uporabe tolerance plus za debelino stene. Prisotnost odebeljenih koncev močno vpliva na ekonomičnost procesa redukcije, saj so ti konci odrezani in so nepovratni stroški proizvodnje. V zvezi s tem se postopek valjanja z napetostjo uporablja le v primeru proizvodnje po zmanjšanju cevi z dolžino več kot 40-50 m, ko se relativne izgube pri obrezovanju zmanjšajo na raven, značilno za katero koli drugo metodo valjanja.
Zgornje metode za izračun spremembe debeline stebla omogočajo dokončno določitev koeficienta raztezka tako za primer prostega zmanjševanja kot za primer kotaljenja pod napetostjo.
Pri stiskanju 8-10% in s koeficientom plastične napetosti 0,7-0,75 je vrednost zdrsa označena s koeficientom ix = 0,83-0,88.
Iz upoštevanja formul (166 in 167) je enostavno videti, kako natančno je treba upoštevati parametre hitrosti v vsakem sestavu, da bi valjanje potekalo v skladu s projektnim režimom.
Skupinski pogon valjev v redukcijskih mlinih stare izvedbe ima konstantno razmerje števila vrtljajev valjev v vseh stojalih, ki lahko le v posameznem primeru za cevi enake velikosti ustreza načinu prostega valjanja. Zmanjšanje cevi vseh drugih velikosti bo prišlo pri različnih pokrovih, zato se način prostega kotaljenja ne bo ohranil. V praksi v takih mlinih proces vedno poteka z malo napetosti. Posamezen valjčni pogon vsakega stojala s fino nastavitvijo njihove hitrosti omogoča ustvarjanje različnih načinov napetosti, vključno s prostim načinom kotaljenja.
Ker sprednje in zadnje napetosti ustvarjajo momente, usmerjene v različne smeri, se lahko skupni rotacijski moment valjev v vsakem stojalu poveča ali zmanjša glede na razmerje sprednjih in zadnjih napetostnih sil.
V zvezi s tem pogoji, v katerih se nahajajo začetni in zadnji 2-3 sestoji, niso enaki. Če se kotalni moment v prvih stojalih zmanjša zaradi napetosti, ko cev prehaja skozi naslednje stojala, bi moral biti kotalni moment v zadnjih stojalih, nasprotno, večji, saj ti stojali doživljajo predvsem povratno napetost. In samo na srednjih stojnicah se zaradi bližnjih vrednosti sprednje in zadnje napetosti kotalni moment v ustaljenem stanju malo razlikuje od izračunanega. Pri izračunu trdnosti pogonskih enot mlina, ki deluje pod napetostjo, je treba upoštevati, da se kotalni moment na kratko, a zelo močno poveča v času zajemanja cevi z valji, kar je razloženo z veliko razliko v hitrosti cevi in valjev. Nastala konična obremenitev, ki včasih za nekajkrat presega enakomerno obremenitev (zlasti pri zmanjševanju z visoko napetostjo), lahko povzroči poškodbe pogonskega mehanizma. Zato se pri izračunih ta največja obremenitev upošteva z uvedbo ustreznega koeficienta, ki je enak 2-3.
UVOD
1 STANJE VPRAŠANJA O TEORIJI IN TEHNOLOGIJI PROFILIRANJA VEČPLASTNIH CEVI Z RISANJEM BREZ RISBE (LITERARNI PREGLED).
1.1 Razpon profilne cevi z ravnimi robovi in njihova uporaba v tehniki.
1.2 Glavne metode za proizvodnjo profilnih cevi z ravnimi robovi.
1.4 Risanje oblikovanega orodja.
1.5 Risanje večplastnih spiralno zvitih cevi.
1.6 Sklepi. Namen in cilji raziskave.
2 RAZVOJ MATEMATIČNEGA MODELA PROFILIRANJA CEVI Z RISANJEM.
2.1 Temeljne določbe in predpostavke.
2.2 Opis geometrije območja deformacije.
2.3 Opis parametri moči postopek profiliranja.
2.4 Ocena polnilnosti vogalov risalne matrice in zategnjenosti ploskev profila.
2.5 Opis algoritma za izračun parametrov profiliranja.
2.6 Računalniška analiza silnih pogojev za profiliranje kvadratnih cevi brez vlečenja trna.
2.7 Sklepi.
3 IZRAČUN ORODJA ZA TRDNOST ZA RISANJE PROFILNIH CEVI.
3.1 Postavitev problema.
3.2 Določitev napetostnega stanja matrice.
3.3 Konstrukcija preslikavnih funkcij.
3.3.1 Kvadratna luknja.
3.3.2 Pravokotna luknja.
3.3.3 Plosko-ovalna luknja.
3.4 Primer izračuna napetostnega stanja risalne matrice s kvadratno luknjo.
3.5 Primer izračuna napetostnega stanja risalne matrice z okroglo luknjo.
3.6 Analiza dobljenih rezultatov.
3.7 Sklepi.
4 EKSPERIMENTALNE ŠTUDIJE PROFILIRANJA KVADRATNIH IN PRAVOKOTNIH CEVI Z RISANJEM.
4.1 Metodologija eksperimenta.
4.2 Profiliranje kvadratne cevi z vlečenjem enega prehoda v eno matrico.
4.3 Profiliranje kvadratne cevi z vlečenjem v enem prehodu s protinapetostjo.
4.4 Trifaktorski linearni matematični model profiliranja kvadratnih cevi.
4.5 Določanje polnilnosti vogalov risalne matrice in zategnjenosti ploskev.
4.6 Izboljšanje kalibracije matrice za pravokotne cevi.
4.7 Sklepi.
5 RISBA PROFILNIH VIJAČNO ZVITANIH CEVI.
5.1 Izbira tehnoloških parametrov vlečenja s torzijo.
5.2 Določitev navora.
5.3 Določitev vlečne sile.
5.4 Eksperimentalne študije.
5.5 Sklepi.
Priporočeni seznam disertacij
Risanje tankostenskih cevi z vrtljivim orodjem 2009, kandidatka tehničnih znanosti Pastushenko, Tatyana Sergeevna
Izpopolnjevanje tehnologije vlečenja tankostenskih cevi brez trna v blok vlečnih orodij z zagotovljeno debelino stene. 2005, kandidat tehničnih znanosti Kargin, Boris Vladimirovič
Izboljšanje postopkov in strojev za izdelavo hladno profiliranih cevi na osnovi simulacije deformacijske cone 2009, doktor tehničnih znanosti Paršin, Sergej Vladimirovič
Modeliranje procesa profiliranja večplastnih cevi z namenom izboljšave in izbire parametrov mlina 2005, kandidatka tehničnih znanosti Semenova, Natalija Vladimirovna
Vlečenje cevi iz anizotropnega utrjevalnega materiala 1998, dr. Černjajev, Aleksej Vladimirovič
Uvod v diplomsko delo (del povzetka) na temo "Izboljšanje procesa profiliranja poliedrskih cevi z vlečenjem brez trna"
Relevantnost teme. Aktiven razvoj proizvodnega sektorja gospodarstva, stroge zahteve glede gospodarnosti in zanesljivosti izdelkov ter učinkovitosti proizvodnje zahtevajo uporabo vrst opreme in tehnologije, ki varčujejo z viri. Za številne sektorje gradbene industrije, strojništva, izdelave instrumentov, radiotehnične industrije je ena od rešitev uporaba ekonomičnih vrst cevi (cevi za izmenjavo toplote in radiatorjev, valovodov itd.), Ki vam omogočajo: povečanje moč inštalacij, trdnost in vzdržljivost konstrukcij, zmanjšati njihovo porabo kovine, prihraniti materiale, izboljšati videz. Široka paleta in velik obseg porabe profilnih cevi sta povzročila potrebo po razvoju njihove proizvodnje v Rusiji. Trenutno se večina oblikovanih cevi izdeluje v trgovinah za vlečenje cevi, saj so operacije hladnega valjanja in vlečenja v domači industriji dovolj razvite. Pri tem je še posebej pomembno izboljšanje obstoječe proizvodnje: razvoj in izdelava orodij, uvajanje novih tehnologij in metod.
Najpogostejše vrste oblikovanih cevi so večplastne (kvadratne, pravokotne, šesterokotne itd.) Visoko precizne cevi, pridobljene z vlečenjem brez trna v enem prehodu.
Ustreznost teme disertacije je določena s potrebo po izboljšanju kakovosti večplastnih cevi z izboljšanjem procesa njihovega profiliranja brez trna.
Namen dela je izboljšati proces profiliranja večplastnih cevi z vlečenjem brez trna z razvojem metod za izračun tehnoloških parametrov in geometrije orodja.
Za dosego tega cilja je potrebno rešiti naslednje naloge:
1. Ustvarite matematični model za profiliranje poliedrskih cevi z risanjem brez trna za oceno pogojev sile ob upoštevanju zakona nelinearnega utrjevanja, anizotropije lastnosti in kompleksne geometrije kanala matrice.
2. Določite pogoje sile glede na fizikalne, tehnološke in strukturne parametre profiliranja v primeru vlečenja brez trna.
3. Razviti metodo za oceno polnilnosti vogalov matrice in zategovanja čel pri vlečenju večplastnih cevi.
4. Razviti metodo za izračun trdnosti oblikovanih matric za določitev geometrijskih parametrov orodja.
5. Razviti metodologijo za izračun tehnoloških parametrov s hkratnim profiliranjem in torzijo.
6. Izvedite eksperimentalne študije tehnoloških parametrov procesa, ki zagotavljajo visoko natančnost dimenzij poliedrskih cevi in preverite ustreznost izračuna tehnoloških parametrov profiliranja z matematičnim modelom.
Raziskovalne metode. Teoretični študij je temeljil na glavnih določbah in predpostavkah teorije risanja, teorije elastičnosti, metode konformnih preslikav in računske matematike.
Eksperimentalne študije so bile izvedene v laboratorijskih pogojih z uporabo metod matematičnega načrtovanja eksperimenta na univerzalnem testnem stroju TsDMU-30.
Avtor zagovarja rezultate izračuna tehnoloških in konstrukcijskih parametrov profiliranja večplastnih cevi z vlečenjem brez trna: metoda za izračun trdnosti oblikovane matrice ob upoštevanju normalnih obremenitev v kanalu; metoda za izračun tehnoloških parametrov procesa profiliranja poliedrskih cevi z vlečenjem brez trna; metodologija za izračun tehnoloških parametrov s sočasnim profiliranjem in torzijo pri vlečenju brez trna vijačnih tankostenskih poliedrskih cevi; rezultati eksperimentalnih študij.
Znanstvena novost. Ugotovljene so zakonitosti za spreminjanje pogojev sile pri profiliranju večplastnih cevi z vlečenjem brez trna, ob upoštevanju nelinearnega zakona utrjevanja, anizotropije lastnosti in kompleksne geometrije kanala matrice. Rešen je problem določanja napetostnega stanja oblikovane matrice, ki je pod delovanjem normalnih obremenitev v kanalu. Podan je celoten zapis enačb napetostno-deformacijskega stanja s sočasnim profiliranjem in torzijo poliedrske cevi.
Zanesljivost rezultatov raziskav potrjujejo stroga matematična formulacija problemov, uporaba analitičnih metod za reševanje problemov, sodobne metode izvajanja eksperimentov in obdelave eksperimentalnih podatkov, ponovljivost eksperimentalnih rezultatov, zadovoljiva konvergenca izračunanih, eksperimentalnih podatkov in praktične uporabe. rezultati, skladnost rezultatov simulacije s tehnologijo izdelave in lastnostmi gotovih poliedrskih cevi.
Praktična vrednost dela je naslednja:
1. Predlagani so načini za pridobivanje kvadratnih cevi 10x10x1mm iz zlitine D1 visoke natančnosti, ki povečajo izkoristek za 5%.
2. Določene so dimenzije oblikovanih matric, ki zagotavljajo njihovo delovanje.
3. Kombinacija operacij profiliranja in torzije skrajša tehnološki cikel izdelave vijačnih poliedrskih cevi.
4. Izboljšana kalibracija kanala za profiliranje pravokotnih cevi 32x18x2 mm.
Potrditev dela. O glavnih določbah disertacije so poročali in razpravljali na mednarodni znanstveni in tehnični konferenci, posvečeni 40. obletnici Samarskega metalurškega obrata "Nove smeri razvoja proizvodnje in porabe aluminija in njegovih zlitin" (Samara: SSAU, 2000). ); 11. meduniverzitetna konferenca "Matematično modeliranje in mejni problemi", (Samara: SSTU, 2001); druga mednarodna znanstvena in tehnična konferenca "Kovinska fizika, mehanika materialov in procesi deformacije" (Samara: SSAU, 2004); XIV Tupolev branja: mednarodna mladinska znanstvena konferenca (Kazan: KSTU, 2006); IX Royal Readings: Mednarodna mladinska znanstvena konferenca (Samara: SSAU, 2007).
Publikacije Gradivo, ki odraža glavno vsebino disertacije, je bilo objavljeno v 11 dokumentih, vključno s 4 vodilnimi recenziranimi znanstvenimi publikacijami, ki jih je določila Višja atestacijska komisija.
Struktura in obseg dela. Diplomsko delo je sestavljeno iz glavnega simboli, uvod, pet poglavij, bibliografija in priloge. Delo je predstavljeno na 155 straneh tipkanega besedila, vključno s 74 slikami, 14 tabelami, bibliografijo s 114 naslovi in prilogo.
Avtor se zahvaljuje sodelavcem Katedre za preoblikovanje kovin za pomoč ter mentorju Katedre, prof. dr. tehniških ved. V.R. Karginu za dragocene komentarje in praktično pomoč pri delu.
Podobne teze v specialnosti "Tehnologije in stroji za tlačno obdelavo", 05.03.05 šifra VAK
Izboljšanje tehnologije in opreme za proizvodnjo kapilarnih cevi iz nerjavnega jekla 1984, kandidat tehničnih znanosti Trubitsin, Alexander Filippovich
Izboljšanje tehnologije montaže z vlečenjem kompozitnih cevi kompleksnih prerezov z dano stopnjo preostalih napetosti 2002, kandidat tehničnih znanosti Fedorov, Mihail Vasiljevič
Izboljšanje tehnologije in zasnove vlečnih orodij za izdelavo šestkotnih profilov na osnovi modeliranja v sistemu "obdelovanec-orodje". 2012, kandidat tehničnih znanosti Malakanov, Sergej Aleksandrovič
Raziskava modelov napetostno-deformacijskega stanja kovine med vlečenjem cevi in razvoj metode za določanje parametrov moči vlečenja na samonaravnalnem trnu 2007, kandidat tehničnih znanosti Malevič, Nikolaj Aleksandrovič
Izboljšanje opreme, orodij in tehnoloških sredstev za vlečenje visokokakovostnih ravnih cevi 2002, kandidatka tehničnih znanosti Manokhina, Natalia Grigoryevna
Zaključek disertacije na temo "Tehnologije in stroji za tlačno obdelavo", Shokova, Ekaterina Viktorovna
GLAVNI REZULTATI IN SKLEPI DELA
1. Iz analize znanstvene in tehnične literature izhaja, da je eden od racionalnih in produktivnih postopkov za izdelavo tankostenskih poliedrskih cevi (kvadratnih, pravokotnih, šesterokotnih, osmerokotnih) postopek vlečenja brez trna.
2. Razvit je bil matematični model procesa profiliranja večplastnih cevi z vlečenjem brez trna, ki omogoča določitev pogojev sile ob upoštevanju zakona nelinearnega utrjevanja, anizotropije lastnosti materiala cevi in kompleksne geometrije kanal matrice. Model je implementiran v programskem okolju Delphi 7.0.
3. S pomočjo matematičnega modela je ugotovljen kvantitativni vpliv fizikalnih, tehnoloških in strukturnih dejavnikov na parametre moči procesa profiliranja poliedrskih cevi z vlečenjem brez trna.
4. Razvite so bile tehnike za ocenjevanje polnilnosti vogalov matrice in zategovanja čel med vlečenjem poliedrskih cevi brez trna.
5. Razvita je bila metoda za izračun trdnosti oblikovanih matric z upoštevanjem normalnih obremenitev v kanalu, ki temelji na Airyjevi napetostni funkciji, metodi konformnih preslikav in tretji teoriji trdnosti.
6. Eksperimentalno je bil zgrajen trifaktorski matematični model za profiliranje kvadratnih cevi, ki omogoča izbiro tehnoloških parametrov, ki zagotavljajo natančnost geometrije nastalih cevi.
7. Metoda za izračun tehnoloških parametrov s hkratnim profiliranjem in zvijanjem poliedrskih cevi z vlečenjem brez trna je bila razvita in prenesena na inženirsko raven.
8. Eksperimentalne študije postopka profiliranja poliedrskih cevi z vlečenjem brez trna so pokazale zadovoljivo konvergenco rezultatov teoretične analize z eksperimentalnimi podatki.
Seznam referenc za raziskavo disertacije Kandidatka tehničnih znanosti Shokova, Ekaterina Viktorovna, 2008
1.A.c. 1045977 ZSSR, MKI3 V21SZ/02. Orodje za risanje tankostenskih oblikovanih cevi Besedilo. / V.N. Ermakov, G.P. Moiseev, A.B. Suntsov in drugi (ZSSR). št. 3413820; dec. 31.3.82; objav. 07.10.83, bik. št. 37. - Zs.
2.A.C. 1132997 ZSSR, MKI3 V21SZ/00. Sestavljena matrica za risanje večplastnih profilov s sodim številom ploskev Text. / V IN. Rebrin, A.A. Pavlov, E.V. Nikulin (ZSSR). -št. 3643364/22-02; dec. 16.09.83; objav. 07.01.85, bik. št. 1. -4s.
3.A.c. 1197756 ZSSR, MKI4V21S37/25. Metoda izdelave pravokotnih cevi. / P.N. Kalinuškin, V.B. Furmanov in drugi (ZSSR). št. 3783222; ponudba 24.08.84; objav. 15.12.85, Bull. št. 46. - 6s.
4.A.C. 130481 ZSSR, MKI 7s5. Naprava za zvijanje nekrožnih profilov z risanjem Besedilo. / V.L. Kolmogorov, G.M. Moiseev, Yu.N. Shakmaev in drugi (ZSSR). številke 640189; dec. 02.10.59; objav. 1960, Bull. št. 15. -2s.
5.A.C. 1417952 ZSSR, MKI4V21S37/15. Metoda izdelave profilnih poliedrskih cevi. /A.B. Jukov, A.A. Shkurenko in drugi (ZSSR). št. 4209832; dec. 01/09/87; objav. 23.08.88, Bik. št. 31. - 5s.
6.A.c. 1438875 ZSSR, MKI3 V21S37/15. Metoda izdelave pravokotnih cevi. / A.G. Mihajlov, L.B. Maslan, V.P. Buzin in drugi (ZSSR). št. 4252699/27-27; dec. 28.05.87; objav. 23.11.88, bik. št. 43. -4s.
7.A.c. 1438876 ZSSR, MKI3 V21S37/15. Naprava za pretvorbo okroglih cevi v pravokotne Besedilo. / A.G. Mihajlov, L.B. Maslan, V.P. Buzin in drugi (ZSSR). št. 4258624/27-27; dec. 06/09/87; objav. 23.11.88, bik. št. 43. -Zs.
8.A.c. 145522 ZSSR MKI 7L410. Matrica za vlečenje cevi Tekst./E.V.
9. Kusch, B.K. Ivanov (ZSSR) - št. 741262/22; dec. 08/10/61; objav. 1962, bik št. 6. -Zs.
10.A.c. 1463367 ZSSR, MKI4 V21S37/15. Metoda izdelave poliedrskih cevi Besedilo. / V.V. Yakovlev, V.A. Šurinov, A.I. Pavlov in V.A. Beljavin (ZSSR). št. 4250068/23-02; dec. 04/13/87; objav. 07.03.89, bik. št. 9. -2s.
11.A.c. 590029 ZSSR, MKI2V21SZ/00. Vlečna matrica za tankostenske večplastne profile Besedilo. / B.JI. Dyldin, V.A. Aleshin, G.P. Moiseev in drugi (ZSSR). št. 2317518/22-02; dec. 01/30/76; objav. 30.01.78, bik. št. 4. -Zs.
12.A.c. 604603 ZSSR, MKI2 V21SZ/00. Vlečna matrica za pravokotno žico Besedilo. /J.I.C. Vatrushin, I.Sh. Berin, A.JI. Čečurin (ZSSR). -št. 2379495/22-02; dec. 07/05/76; objavljeno 30. 4. 78, Bul. št. 16. 2 str.
13.A.c. 621418 ZSSR, MKI2 V21SZ/00. Orodje za risanje poliedrskih cevi s sodim številom ploskev Besedilo. / G.A. Savin, V.I. Pančenko, V.K. Sidorenko, L.M. Shlosberg (ZSSR). št. 2468244/22-02; dec. 29.3.77; objav. 30.08.78, bik. št. 32. -2s.
14.A.c. 667266 ZSSR, MKI2 V21SZ/02. Voloka Besedilo. / A.A. Fotov, V.N. Duev, G.P. Moiseev, V.M. Ermakov, Yu.G. Dobro (ZSSR). št. 2575030/22-02; dec. 02/01/78; objav. 15.06.79, Bik. #22, -4s.
15.A.c. 827208 ZSSR, MKI3 V21SZ/08. Naprava za izdelavo profilnih cevi Besedilo. / I.A. Lyashenko, G.P. Motseev, S.M. Podoskin in drugi (ZSSR). št. 2789420/22-02; ponudba 29.06.79; objav. 07.05.81, bik. št. 17. - Zs.
16.A.c. 854488 ZSSR, MKI3 V21SZ/02. Orodje za risanje Besedilo./
17. S.P. Panasenko (ZSSR). št. 2841702/22-02; dec. 23.11.79; objav. 15.08.81, bik. št. 30. -2s.
18.A.c. 856605 ZSSR, MKI3 V21SZ/02. Matrica za risanje profilov Tekst. / Yu.S. Zykov, A.G. Vasiljev, A.A. Kočetkov (ZSSR). št. 2798564/22-02; dec. 07/19/79; objav. 23.08.81, Bik. št. 31. -Zs.
19. A.c. 940965 ZSSR, MKI3 V21SZ/02. Orodje za izdelavo profiliranih površin Besedilo. / I.A. Saveliev, Yu.S. Voskresensky, A.D. Osmanis (ZSSR) .- št. 3002612; dec. 11/06/80; objav. 07.07.82, bik. št. 25. Zs.
20. Adler, Yu.P. Načrtovanje poskusa pri iskanju optimalnih pogojev Besedilo / Yu.P. Adler, E.V. Markova, Yu.V. Granovski M.: Nauka, 1971. - 283 str.
21. Alynevsky, JI.E. Vlečne sile pri hladnem vlečenju cevi Besedilo / JI.E. Alševski. M.: Metallurgizdat, 1952.-124 str.
22. Amenzade, Yu.A. Teorija elastičnosti Besedilo. / Yu.A. Amenzade. M.: Višja šola, 1971.-288s.
23. Argunov, V.N. Kalibracija oblikovanih profilov Besedilo / V.N. Argunov, M.Z. Yermanok. M .: Metalurgija, 1989.-206s.
24. Aryshenski, Yu.M. Pridobivanje racionalne anizotropije v listih Text. / Yu.M. Arišenski, F.V. Grečnikov, V.Yu. Arišenski. M .: Metalurgija, 1987-141s.
25. Aryshensky, Yu.M. Teorija in izračuni plastičnega oblikovanja anizotropni materiali Besedilo./ Yu.M. Arišenski, F.V. Grechnikov.- M.: Metalurgija, 1990.-304p.
26. Bisk, M.B. Racionalna tehnologija izdelave orodij za vlečenje cevi Besedilo / M.B. Bisk-M .: Metalurgija, 1968.-141 str.
27. Vdovin, S.I. Metode za izračun in načrtovanje na računalniku procesov žigosanja listov in profilnih surovcev Besedilo. / S.I. Vdovin - M .: Mašinostroenie, 1988.-160s.
28. Vorobyov, D.N. Kalibracija orodja za risanje pravokotnih cevi Besedilo / D.N. Vorobyov D.N., V.R. Kargin, I.I. Kuznetsova // Tehnologija lahkih zlitin. -1989. -Ne. -str.36-39.
29. Vydrin, V.N. Proizvodnja visoko natančnih oblikovanih profilov Besedilo./ V.N. Vydrin in drugi - M .: Metalurgija, 1977.-184p.
30. Gromov, N.P. Teorija preoblikovanja kovin Besedilo./N.P. Gromov -M .: Metalurgija, 1967.-340s.
31. Gubkin, S.I. Kritika obstoječih metod za izračun obratovalnih napetosti v OMD /S.I. Gubkin // Inženirske metode izračuna tehnološki procesi OMD. -M .: Mashgiz, 1957. S.34-46.
32. Gulyaev, G.I. Stabilnost prereza cevi med redukcijo Besedilo./ G.I. Guljajev, P.N. Ivšin, V.K. Yanovich // Teorija in praksa redukcije cevi. strani 103-109.
33. Gulyaev Yu.G. Matematično modeliranje procesov OMD Text./ Yu.G. Guljajev, S.A. Čukmasov, A.B. Gubinsky. Kijev: Nauk. Dumka, 1986. -240p.
34. Gulyaev, Yu.G. Izboljšanje natančnosti in kakovosti cevi Besedilo / Yu.G. Guljajev, M.Z. Volodarski, O.I. Lev in drugi - M .: Metalurgija, 1992.-238s.
35. Gun, G.Ya. Teoretične osnove preoblikovanja kovin / G.Ya. gong. M.: Metalurgija, 1980. - 456s.
36. Gun, G.Ya. Plastično oblikovanje kovin Besedilo / G.Ya. Gong, P.I. Polukhin, B.A. Prudkovskega. M.: Metalurgija, 1968. -416s.
37. Danchenko, V.N. Proizvodnja oblikovanih cevi Besedilo./ V.N. Dančenko,
38. V.A. Sergejev, E.V. Nikulin. M.: Intermet Engineering, 2003. -224p.
39. Dnestrovsky, N.Z. Risba barvnih kovin Besedilo / N.Z. Dnjester. M.: Država. sci.-tech. izd. lit. po urah in barvah metalurgija, 1954. - 270s.
40. Dorokhov, A.I. Spreminjanje oboda pri risanju oblikovanih cevi Besedilo. / A.I. Dorokhov // Bul. znanstveno in tehnično Informacije VNITI. M .: Metallurg-published, 1959. - št. 6-7. - Str.89-94.
41. Dorokhov, A.I. Določanje premera začetnega obdelovanca za vlečenje brez trna in valjanje pravokotnih, trikotnih in šesterokotnih cevi Besedilo / A.I. Dorokhov, V.I. Shafir // Proizvodnja cevi / VNITI. M., 1969. - 21. številka. - S. 61-63.
42. Dorokhov, A.I. Aksialne napetosti med vlečenjem oblikovanih cevi brez trna Besedilo./ A.I. Dorokhov // Tr. UkrNITI. M.: Metallugizdat, 1959. - 1. številka. - Str.156-161.
43. Dorokhov, A.I. Možnosti proizvodnje hladno oblikovanih profilnih cevi in baz sodobna tehnologija njihova izdelava Besedilo / A.I. Dorokhov, V.I. Rebrin, A.P. Usenko // Cevi ekonomičnih vrst: M.: Metalurgija, 1982. -S. 31-36.
44. Dorokhov, A.I. Racionalna kalibracija valjev večstojnih mlinov za proizvodnjo cevi pravokotnega prereza Besedilo./ A.I. Dorokhov, P.V. Savkin, A.B. Kolpakovsky // Tehnični napredek v proizvodnji cevi. M.: Metalurgija, 1965.-S. 186-195.
45. Emelianenko, P.T. Valjanje cevi in proizvodnja cevnih profilov Besedilo / P.T. Emelianenko, A.A. Ševčenko, S.I. Borisov. M.: Metallurgizdat, 1954.-496s.
46. Ermanok, M.Z. Stiskanje plošč iz aluminijeve zlitine. Moskva: Metalurgija. - 1974. -232 str.
47. Ermanok, M.Z. Uporaba risbe brez trna pri izdelavi 1 "cevi Besedilo. / M.Z. Ermanok. M .: Tsvetmetinformatsia, 1965. - 101p.
48. Ermanok, M.Z. Razvoj teorije risanja Besedilo. / M.Z. Ermanok // Barvne kovine. -1986. št. 9.- S. 81-83.
49. Ermanok, M.Z. Racionalna tehnologija za proizvodnjo pravokotnih aluminijastih cevi Besedilo / M.Z. Ermanok M.Z., V.F. Klejmenov. // Neželezne kovine. 1957. - Št. 5. - Str.85-90.
50. Zykov, Yu.S. Optimalno razmerje deformacij pri risanju pravokotnih profilov Besedilo / Yu.S. Zykov, A.G. Vasiljev, A.A. Kochetkov // Barvne kovine. 1981. - Št. 11. -str.46-47.
51. Zykov, Yu.S. Vpliv profila vlečnega kanala na vlečno silo Text./Yu.S. Zykov // Novice univerz. Črna metalurgija. 1993. -№2. - Str.27-29.
52. Zykov, Yu.S. Študija kombinirane oblike vzdolžnega profila delovno območje umre Besedilo./ Yu.S. Zykov // Metalurgija in koksokemija: Obdelava kovin s pritiskom. - Kijev: Tehnika, 1982. - Številka 78. strani 107-115.
53. Zykov, Yu.S. Optimalni parametri za risanje pravokotnih profilov Besedilo / Yu.S. Zykov // Barvni megali. 1994. - št. 5. - Str.47-49. .
54. Zykov, Yu.S. Optimalni parametri postopka risanja pravokotnega profila Besedilo. / Yu.S. Zykov // Barvne kovine. 1986. - št. 2. - S. 71-74.
55. Zykov, Yu.S. Optimalni koti risba utrjene kovine Besedilo./ Yu.S. Zykov.// Novice univerz. 4M. 1990. - Št. 4. - Str.27-29.
56. Iljušin, A.A. Plastika. Prvi del. Elastično-plastične deformacije / A.A. Iljušin. -M .: MGU, 2004. -376 str.
57. Kargin, V.R. Analiza vlečenja tankostenskih cevi brez trna s protinapetostjo Besedilo./ V.R. Kargin, E.V. Šokova, B.V. Kargin // Vestnik SSAU. Samara: SSAU, 2003. - št. 1. - Str.82-85.
58. Kargin, V.R. Uvod v preoblikovanje kovin
59. Besedilo: učbenik / V.R. Kargin, E.V. Šokov. Samara: SGAU, 2003. - 170 str.
60. Kargin, V.R. Risba vijačnih cevi Besedilo./ V.R. Kargin // Barvne kovine. -1989. št. 2. - Str.102-105.
61. Kargin, V.R. Osnove inženirskega eksperimenta: učbenik / V.R. Kargin, V.M. Zajcev. Samara: SGAU, 2001. - 86 str.
62. Kargin, V.R. Izračun orodij za risanje kvadratnih profilov in cevi Besedilo./ V.R. Kargin, M.V. Fedorov, E.V. Shokov // Izvestiya Samarskogo znanstveno središče RAN. 2001. - št. 2. - T.Z. - S.23 8-240.
63. Kargin, V.R. Izračun odebelitve stene cevi pri vlečenju brez trna Besedilo/ V.R. Kargin, B.V. Kargin, E.V. Šokova // Proizvodnja surovin v strojništvu. 2004. -№1. -str.44-46.
64. Kasatkin, N.I. Študija postopka profiliranja pravokotnih cevi Besedilo./ N.I. Kasatkin, T.N. Khonina, I.V. Komkova, M.P. Panova / Študij postopkov preoblikovanja barvnih kovin. - M.: Metalurgija, 1974. Izd. 44. - S. 107-111.
65. Kiričenko, A.N. Analiza gospodarstva različne načine proizvodnja profiliranih cevi s konstantno debelino stene vzdolž oboda Besedilo./ A.N. Kiričenko, A.I. Gubin, G.I. Denisova, N.K. Khudyakova // Cevi varčnih vrst. -M., 1982. -S. 31-36.
66. Kleimenov, V.F. Izbira obdelovanca in izračun orodja za vlečenje pravokotnih cevi iz aluminijevih zlitin Besedilo./ V.F. Kleimenov, R.I. Muratov, M.I. Erlich // Tehnologija lahkih zlitin.-1979.- Št. 6.- P.41-44.
67. Kolmogorov, V.L. Orodje za risanje Besedilo./ V.L. Kolmogorov, S.I. Orlov, V.Yu. Ševljakov. -M .: Metalurgija, 1992. -144p.
68. Kolmogorov, B.JI. Napetosti. Deformacije. Besedilo o uničenju./ B.JT. Kolmogorov. M.: Metalurgija, 1970. - 229s.
69. Kolmogorov, B.JI. Tehnološki problemi vlečenja in stiskanja: učbenik / B.JI. Kolmogorov. - Sverdlovsk: UPI, 1976. - 10. številka. -81s.
70. Koppenfels, V. Praksa konformnih preslikav Besedilo. / V. Koppenfels, F. Shtalman. M.: IL, 1963. - 406s.
71. Koff, Z.A. Hladno valjanje cevi Besedilo. / OS. Koff, P.M. Soloveichik, V.A. Aleshin in drugi Sverdlovsk: Metallurgizdat, 1962. - 432 str.
72. Krupman, Yu.G. Trenutno stanje svetovna proizvodnja cevi Besedilo./ Yu.G. Kroopman, J1.C. Lyakhovetsky, O.A. Semenov. M.: Metalurgija, 1992. -81s.
73. Levanov, A.N. Kontaktno trenje v procesih OMD Besedilo. L.N. Leva-nov, V.L. Kolmagorov, S.L. Burkin in drugi M .: Metalurgija, 1976. - 416s.
74. Levitanski, M.D. Izračun tehničnih in ekonomskih standardov za proizvodnjo cevi in profilov iz aluminijevih zlitin na osebnih računalnikih Besedilo / M.D. Levitanski, E.B. Makovskaya, R.P. Nazarova // Barvne kovine. -19,92. -#2. -str.10-11.
75. Lysov, M.N. Teorija in izračun procesov izdelave delov z metodami upogibanja Besedilo / M.N. Lysov M.: Mašinostroenie, 1966. - 236 str.
76. Muskhelishvili, N.I. Nekateri osnovni problemi matematične teorije elastičnosti Besedilo. / N.I. Muskelišvili. M.: Nauka, 1966. -707p.
77. Osadchy, V.Ya. Študija parametrov moči profilnih cevi v matricah in valjčnih kalibrih Besedilo / V.Ya. Osadchiy, S.A. Stepantsov // Jeklo. -1970. -№8.-S.732.
78. Osadchy, V.Ya. Značilnosti deformacije pri izdelavi oblikovanih cevi pravokotnih in spremenljivih prerezov Besedilo./ V.Ya. Osadchiy, S.A. Stepantsov // Jeklo. 1970. - Št. 8. - Str.712.
79. Osadchy, V.Ya. Izračun napetosti in sil pri vlečenju cevi Besedilo./
80. V.Ya. Osadčij, A.JI. Vorontsov, S. M. Karpov // Proizvodnja valjanih izdelkov. 2001. - Št. 10. - Str. 8-12.
81. Osadchiy, S.I. Stanje napetosti in deformacije med profiliranjem Besedilo / V.Ya. Osadchiy, S.A. Getia, S.A. Stepantsov // Novice univerz. Črna metalurgija. 1984. -№9. -str.66-69.
82. Parshin, B.C. Osnove sistemskega izboljšanja procesov in mlinov za hladno vlečenje cevi / B.C. Parshin. Krasnojarsk: Založba Krasnojar. un-ta, 1986. - 192s.
83. Parshin, B.C. Hladno vlečenje cevi Besedilo./ B.C. Paršin, A.A. Fotov, V.A. Aleshin. M.: Metalurgija, 1979. - 240s.
84. Perlin, I.L. Teorija risanja Besedilo. / I.L. Perlin, M.Z. Yermanok. -M .: Metalurgija, 1971.- 448s.
85. Perlin, P.I. Posode za ploščate ingote Besedilo./ P.I. Perlin, L.F. Tolchenova // Sat. tr. VNIImetmash. ONTI VNIImetmash, 1960. - št. 1. -str.136-154.
86. Perlin, P.I. Metoda za izračun posod za stiskanje iz ploščatega ingota Besedilo. / P.I. Perlin // Bilten strojništva 1959. - št. 5. - Str.57-58.
87. Popov, E.A. Osnove teorije žigosanja listov Besedilo. / E. A. Popov. -M .: Mašinostroenie, 1977. 278s.
88. Potapov, I.N. Teorija proizvodnje cevi Besedilo / I.N. Potapov, A.P. Kolikov, V.M. Druyan in drugi M .: Metalurgija, 1991. - 406s.
89. Ravin, A.N. Oblikovalno orodje za stiskanje in risanje profilov Tekst./ A.N. Ravin, E.Sh. Suhodrev, L.R. Dudetskaja, V.L. Shcherbanyuk - Minsk: Znanost in tehnologija, 1988. 232 str.
90. Rachtmayer, R.D. Diferencialne metode za reševanje robnih problemov Besedilo./ R.D. Rachtmayer. M.: Mir, 1972. - 418s!
91. Savin, G.A. Risba cevi Besedilo./ G.A. Savin. M.: Metalurgija, 1993.-336s.
92. Savin, G.N. Porazdelitev napetosti v bližini lukenj Besedilo./ G.N.
93. Savin. Kijev: Naukova Dumka, 1968. - 887 str.
94. Segerlind, JI. Uporaba besedila FEM / JI. Segerlind. M.: Mir, 1977. - 349s.
95. Smirnov-Aljajev, G.A. Osnosimetrični problem teorije plastičnega toka med stiskanjem, raztezanjem in vlečenjem cevi Besedilo. / G.A. Smirnov-Alyaev, G.Ya. Gong // Izvestiya vuzov. Črna metalurgija. 1961. - št. 1. - S. 87.
96. Storozhev, M.V. Teorija preoblikovanja kovin / M.V. Storožev, E.A. Popov. M.: Mašinostroenie, 1977. -432s.
97. Timošenko, S.P. Trdnost materialov Besedilo./S.P. Timošenko - M.: Nauka, 1965. T. 1.2.-480s.
98. Timošenko, S.P. Stabilnost elastičnih sistemov Tekst./S.P. Timošenkova. M.: GITTL, 1955. - 568s.
99. Trusov, P.V. Študija procesa profiliranja žlebnih cevi Besedilo / P.V. Trusov, V.Yu. Stolbov, I.A. Kron // Obdelava kovin s pritiskom. - Sverdlovsk, 1981. št. 8. - Str.69-73.
100. Hooken, V. Priprava cevi za vlečenje, metode vlečenja in oprema, uporabljena pri vlečenju Besedilo / V. Hooken // Proizvodnja cevi. Dusseldorf, 1975. Per. z njim. M.: Metallurgizdat, 1980. - 286s.
101. Shevakin, Yu.F. Računalniki v proizvodnji cevi Besedilo / Yu.F. Ševakin, A.M. Rytikov. M.: Metalurgija, 1972. -240s.
102. Shevakin Yu.F. Kalibracija orodja za risanje pravokotnih cevi Besedilo / Yu.F. Ševakin, N.I. Kasatkin // Študij procesov oblikovanja barvnih kovin. -M .: Metalurgija, 1971. Izd. št. 34. - Str.140-145.
103. Shevakin Yu.F. Proizvodnja cevi Besedilo./ Yu.F. Ševakin, A.Z. Gleyberg. M.: Metalurgija, 1968. - 440s.
104. Shevakin Yu.F. Proizvodnja cevi iz barvnih kovin Besedilo / Yu.F. Ševakin, A.M. Rytikov, F.S. Seidaliev M.: Metallurgizdat, 1963. - 355 str.
105. Shevakin, Yu.F., Rytikov A.M. Izboljšanje učinkovitosti proizvodnje cevi iz barvnih kovin Besedilo / Yu.F. Ševakin, A.M. Rytikov. M .: Metalurgija, 1968.-240s.
106. Šokova, E.V. Kalibracija orodja za risanje pravokotnih cevi Besedilo / E.V. Šokova // XIV Tupoljeva branja: Mednarodna mladinska znanstvena konferenca, Kazanska državna univerza. tehn. un-t. Kazan, 2007. - Zvezek 1. - S. 102103.
107. Šurupov, A.K., Freiberg, M.A. Izdelava cevi ekonomičnih profilov Tekst./A.K. Shurupov, M.A. Freiberg.-Sverdlovsk: Metallurgizdat, 1963-296s.
108. Yakovlev, V.V. Risba pravokotnih cevi povečane natančnosti Besedilo. / V.V. Yakovlev, B.A. Smelnicki, V.A. Balyavin in drugi // Jeklo.-1981.-Št. 6-S.58.
109. Yakovlev, V.V. Kontaktne napetosti za risanje ravnih cevi. Besedilo./ V.V. Yakovlev, V.V. Ostrjakov // Sat: Proizvodnja brezšivnih cevi. - M .: Metalurgija, 1975. - št. 3. - Str. 108-112.
110. Yakovlev, V.V., Risba pravokotnih cevi na premičnem trnu Besedilo / V.V. Yakovlev, V.A. Šurinov, V.A. Baljavin; VNITI. Dnepropetrovsk, 1985. - 6s. - Dep. v Chermetinformation 13.05.1985, št. 2847.
111. Samodejno iskanje profilov Becker H., Brockhoff H., "Profil Blech Rohre". 1985. -№32. -C.508-509.
Upoštevajte, da so zgoraj predstavljena znanstvena besedila objavljena v pregled in pridobljena s prepoznavanjem izvirnega besedila disertacije (OCR). V zvezi s tem lahko vsebujejo napake, povezane z nepopolnostjo algoritmov za prepoznavanje. V datotekah PDF disertacij in povzetkov, ki jih dostavljamo, teh napak ni.
Iljašenko A.V. – izredni profesor Katedre za konstrukcijsko mehaniko
Moskovska državna gradbena univerza,
kandidat tehničnih znanosti
Preučevanje nosilnosti stisnjenih elastičnih tankostenskih palic, ki imajo začetni upogib in so bile podvržene lokalnemu uklonu, je povezano z določitvijo zmanjšanega preseka palice. V delu so podane glavne določbe, sprejete za preučevanje napetostno-deformacijskega stanja v superkritični fazi stisnjenih neidealnih tankostenskih palic. Ta članek obravnava nadkritično obnašanje palic, ki so predstavljene kot niz skupno delujočih elementov - plošč z začetno izgubo, ki simulirajo delo vogala, tee in križni profili. To so tako imenovane police-plošče z enim elastično stisnjenim robom in drugim prostim (glej sliko). V delih je taka plošča označena kot tip II.
Ugotovljeno je bilo, da pretržna obremenitev, ki označuje nosilnost palice, bistveno presega obremenitev P cr (m), pri kateri pride do lokalnega upogiba nepopolnega profila. Iz grafov, predstavljenih v , je razvidno, da postanejo deformacije vzdolžnih vlaken po obodu prečnega prereza v superkritični fazi izjemno neenakomerne. V vlaknih, ki so daleč od reber, se tlačne deformacije z naraščajočo obremenitvijo zmanjšujejo, pri obremenitvah blizu meje pa se zaradi ostre ukrivljenosti teh vlaken zaradi začetnih upogibov in vse večjih puščic vzdolžnih polvalov, ki nastanejo po lokalnem uklonu, deformacije se pojavijo in hitro rastejo.raztezanje.
Odseki prečnega prereza z ukrivljenimi vzdolžnimi vlakni sproščajo napetosti, kot da so izklopljeni iz delovanja palice, oslabijo učinkoviti odsek in zmanjšajo njegovo togost. Nosilnost tankostenskega profila torej ni omejena na lokalno upogibanje. Polna obremenitev, ki jo zaznajo bolj togi (manj ukrivljeni) odseki prečnega prereza, lahko znatno preseže vrednost P cr (m).
Dobili bomo učinkovit, zmanjšan del, brez nedelujočih delov profila. Za to uporabimo izraz za napetostno funkcijo Ф k (x, y), ki opisuje napetostno stanje k-te plošče tipa II (glej).
Preidimo na nadkritične napetosti σ kx (v smeri zunanje tlačne sile), določene v najneugodnejšem prerezu palice (x=0). Zapišimo jih v splošni pogled:
σ kx =∂ 2 Ф k (A km ,y, f kj , f koj , β c,d , β c,d,j ,ℓ, s) ∕ ∂ y 2 , (1)
kjer so integracijske konstante А km (m=1,2,…,6) in puščice pridobljenih komponent upogiba f kj (j=1,2) določene iz rešitve sistema razreševalnih enačb . Ta sistem enačb vključuje nelinearne variacijske enačbe in robne pogoje, ki opisujejo skupno delovanje neidealnih profilnih plošč. Puščice f koj (j=1,2,…,5) komponente začetnega upogiba k-te plošče so določene eksperimentalno za vsako vrsto profila;
ℓ je dolžina polvala, ki nastane med lokalnim uklonom;
s je širina plošče;
β c,d = cs 2 + dl 2 ;
β c,d,j = cs 4 + dl 2 s 2 + gl 4 ;
c, d, j so pozitivna cela števila.
Zmanjšana ali efektivna širina zmanjšanega odseka ploščate police (tip II) bo označena s s p. Za določitev zapišemo pogoje za prehod od dejanskega preseka palice do zmanjšanega:
1. Napetosti v vzdolžnih vlaknih na začetni ploskvi plošče (pri y=0), ki mejijo na rebro (glej sliko), ostanejo enake tistim, dobljenim z nelinearno teorijo (1):
kjer je F 2 kr =f 2 kr +2f k0r f kr .
Za določitev napetosti σ k2 =σ k max je potrebno v (1) nadomestiti ordinato najbolj obremenjenega vzdolžnega vlakna, ki ga dobimo iz pogoja: ∂σ kx /∂y=0.
2. Vsota notranjih sil v plošči med prehodom na zmanjšan odsek v smeri tlačne sile se ne spremeni:
3. Moment notranjih sil glede na os, ki poteka skozi začetno ploskev (y=0), pravokotno na ravnino plošče, ostane enak:
Iz slike je razvidno, da
σ ′ k2 = σ k1 + y p (σ k2 -σ k1) / (y p + s p). (5)
Zapišemo sistem enačb za določitev zmanjšane širine plošče s p. Za to zamenjamo (1) in (5) v (3) in (4):
kjer je α=πs/l ; F kr,ξ =f kr f koξ +f kr f kξ +f kor f kξ ;
r, ξ sta pozitivna cela števila.
Nastali sistem enačb (6) in (7) omogoča določitev zmanjšane širine s p vsake od plošč-polic, ki tvorijo stisnjeno tankostensko palico, ki je bila podvržena lokalnemu upogibanju. Tako je bil dejanski prečni prerez profila nadomeščen z zmanjšanim.
Zdi se, da je predlagana metoda uporabna tako v teoretičnem kot v praktičnem smislu pri izračunu nosilnosti stisnjenih predhodno ukrivljenih tankostenskih palic, pri katerih je v skladu z obratovalnimi zahtevami dopustno lokalno valovanje.
Bibliografski seznam
- Ilyashenko A.V., Efimov I.B. Napetostno-deformacijsko stanje po lokalnem uklonu stisnjenih tankostenskih palic ob upoštevanju začetnega upogiba. Stroitelne konstrukcije i materialy. Zaščita pred korozijo. - Ufa: Dela in-ta NIIpromstroy, 1981. - P.110-119.
- Iljašenko A.V. K izračunu tankostenskih tee, kotnih in križnih profilov z začetnim nagibom // Temelji pilotov. - Ufa: sob. znanstveni tr. Niipromstroy, 1983. - S. 110-122.
- Ilyashenko A.V., Efimov I.B. Eksperimentalna študija tankostenskih palic z ukrivljenimi lamelnimi elementi // Organizacija in proizvodnja gradbena dela. - M .: Tsentr.Buro n.-t. Informacije Minpromstroja, 1983.
kjer je p številka trenutne ponovitve; vt skupna hitrost drsenja kovine po površini orodja; vn normalna hitrost gibanja kovine; wn normalna hitrost orodja; st - torna napetost;
- napetost tečenja kot funkcija parametrov deformabilne kovine na dani točki; - srednja napetost; - Intenzivnost hitrosti deformacije; x0 - stopnja deformacije vsestranskega stiskanja; Kt - kazenski faktor za hitrost drsenja kovine po orodju (določeno z iteracijsko metodo) Kn - kazenski faktor za vdiranje kovine v orodje; m - pogojna viskoznost kovine, prečiščena z metodo hidrodinamičnih približkov; - napetost napetosti ali povratna voda med kotaljenjem; Fn je površina prečnega prereza konca cevi, na katerega se uporablja napetost ali podpora.
Izračun deformacijsko-hitrostnega načina vključuje porazdelitev stanja deformacij vzdolž stojal vzdolž premera, zahtevano vrednost koeficienta plastične napetosti glede na stanje Ztot, izračun razmerij vlečenja, premere valjev in hitrost vrtenja glavnih pogonskih motorjev ob upoštevanju značilnosti njegove zasnove.
Za prve stojala mlina, vključno s prvim stojalom, ki se valja, in za zadnje, nameščene za zadnjim stojalom, valji, so koeficienti plastične napetosti v njih Zav.i manjši od zahtevanega Ztot. Zaradi takšne porazdelitve koeficientov plastične napetosti po vseh stojalih mlina je izračunana debelina stene na izstopu iz njega večja, kot je potrebno vzdolž redukcijske poti. Da bi nadomestili nezadostno vlečno zmogljivost valjev stojal, ki se nahajajo v prvem in za zadnjim stojalih, ki se valjajo, je treba z iterativnim izračunom najti takšno vrednost Ztotal, da izračunane in določene debeline sten na izstopu iz države so enaki. Večja kot je vrednost zahtevanega skupnega koeficienta plastične napetosti glede na stanje Ztotal, večja je napaka pri njegovem določanju brez iterativnega izračuna.
Potem ko smo z iterativnimi izračuni izračunali koeficient sprednje in zadnje plastične napetosti, debelino stene cevi na vstopu in izstopu iz deformacijskih celic vzdolž stojala redukcijske mline, končno določimo položaj prvega in zadnjega stojala. ki so valjani.
Seveda je premer valjanja določen skozi središčni kot qk.p. med navpično osjo simetrije valjčnega utora in črto, ki poteka od središča prehoda, sovpada z osjo valjanja do točke na površini prehodnega utora, kjer se na njegovi površini nahaja nevtralna črta deformacijske cone , se običajno nahaja vzporedno z osjo kotaljenja. Vrednost kota qk.p. je najprej odvisna od vrednosti koeficienta zadnjega Zset. in spredaj Zper. napetost, kot tudi koeficient
nape.
Določitev premera valjanja z vrednostjo kota qk.p. običajno izveden za kaliber, ima obliko kroga s središčem v kotalni osi in premerom, ki je enak povprečnemu premeru kalibra Dav.
Največje napake pri določanju vrednosti premera valjanja brez upoštevanja dejanskih geometrijskih dimenzij prehoda bodo v primeru, ko pogoji valjanja določajo njegov položaj bodisi na dnu bodisi na prirobnici utora. Bolj ko se dejanska oblika kalibra razlikuje od kroga, sprejetega v izračunih, večja bo ta napaka.
Največji možni obseg spremembe dejanske vrednosti premera zvitkov kalibra je rez zvitka. Večje kot je število valjev v kalibru, večja je relativna napaka pri določanju premera valjanja brez upoštevanja dejanskih geometrijskih dimenzij kalibra.
S povečanjem delnega zmanjšanja premera cevi v kalibru se razlika med njegovo obliko in okroglo povečuje. Torej, s povečanjem zmanjšanja premera cevi z 1 na 10%, se relativna napaka pri določanju vrednosti premera valjanja brez upoštevanja dejanskih geometrijskih dimenzij kalibra poveča z 0,7 na 6,3% za dvo- valj, 7,1% za trivaljni in 7,4% - za chotirio-roll "valjalno" stojalo, ko se glede na kinematične pogoje valjanja valja premer, ki se nahaja vzdolž dna kalibra.
Istočasno povečanje istega