автореферат диссертации по машиностроению и машиноведению, 05.02.13, диссертация на тему:Совершенствование методики проектирования оборудования и процесса получения прокаткой высокоплотных тонколистовых заготовок из порошковых материалов

На правах рукописи

ииЗиБ9772

Кондратов Алексей Александрович

СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ МЕТОДИКИ ПРОЕКТИРОВАНИЯ ОБОРУДОВАНИЯ И ПРОЦЕССА ПОЛУЧЕНИЯ ПРОКАТКОЙ ВЫСОКОПЛОТНЫХ ТОНКОЛИСТОВЫХ ЗАГОТОВОК ИЗ ПОРОШКОВЫХ МАТЕРИАЛОВ

Специальность 05 02 13 «Машины, агрегаты и процессы (металлургия)»

Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Москва - 2006

003069772

Диссертация выполнена в Московском государственном вечернем металлургическом институте на кафедре «Обработки металлов давлением и металлургического оборудования»

Ведущая организация - Институт металлургии и материаловедения

Защита состоится «24» мая 2007 г в 14 00 часов на заседании диссертационного совета Д 212 127 01 при Московском государственном вечернем металлургическом институте по адресу 111250, Москва, Лефортовский вал, д 26, ауд 206, телефон - (495) 361-14-80, факс-(495) 361-16-19, e-mail mgvtni@mail ru

Ваши отзывы на автореферат в двух экземплярах, заверенные печатью, просим направлять по вышеуказанному адресу

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Московского государственного вечернего металлургического института

Автореферат разослан «_23_» _апреля_ 2007 г

Научный руководитель

- доктор технических наук, профессор Кохан Лев Соломонович

Официальные оппоненты:

- доктор технических наук, профессор Кривонос Георгий Александрович

- кандидат технических наук, доцент Сигалов Юрий Михайлович

им А А Байкова Российской академии наук

Ученый секретарь диссертационного совета кандидат технических наук, доцент

Общая характеристика работы Актуальность темы. Развитие автомобилестроения, авиастроения, транспортной отрасли, химического машиностроения, космонавтики и ряда других отраслей техники требуют создания новых материалов со специальными свойствами Например, возможности стабильной работы при высоких температурах (более 2000°С и выше), обуславливает применение тугоплавких порошковых металлов вольфрама, молибдена, тантала, ниобия, а также совершенствование способов их обработки.

Возможность получения однородной структуры, без внутренних нарушений, значительно повышает деформационные и последующие эксплуатационные характеристики порошков перед литыми металлами

Большие возможности порошковых материалов открываются при объединении в изделии различных металлов, получение сплава которых невозможно в литом состоянии или при осуществлении процесса глубокой вытяжки (ц = 1,8-1,85) деталей из тонколистового проката.

Так, дня деталей авиационной техники нашел широкое применение магериал ЭП741-МП состоящий из порошков никеля, хрома, кобальта, молибдена, алюминия, титана, который, обладая высокими прочностными свойствами при высокой пластичности невозможно получить в литом состоянии из-за процессов ликвации, вызванных разницей температур кристаллизации, отдельных металлов

Методами порошковой металлургии соединяются практически нерастворимая в вольфраме медь в материал ВД-ПМ Внедрение 7-13% меди позволяет существенно повысить деформационные свойства вольфрама, его пластичность, исключить несплошность и расслоение в процессе формоизменения

Другим примером использования сочетания разнородных по свойствам порошков служат материалы ВЖ98 и ВЖ101, получаемые из них профильные полосы используются при изготовлении турбинных лопаток с высокими эксплуатационными свойствами

Таким образом, методами порошковой металлургии можно получить у известных металлов иногда просто уникальные свойства - прочности и пластичности, жаропрочности и высокой теплопроводимости, высокой износостойкости и повышенной жесткости и т д

Основным из них является способ получения изделий из порошка прокаткой При этом производят формовку полосы из порошка, подводимого к валкам из бункерного устройства Как показывают различные исследования, указанный метод не обеспечивает равномерного распределения плотности по всему объему и получения высоких физико-механических свойств у изделия, даже после спекания

Другим способом, является предварительное многостороннее компактирование порошка с размером частиц < 45-50 мкм в гидро-газостатах или специальных штампах Например, молибденовый порошок предварительно классифицированный и виброуплотненный, компактирутот при давлении 230-280 МПа до относительной плотности 0,6 - 0,65

Полученные таким образом штабики с размерами 2x15x450, 6x6x500 или 10x10x500 (высота х ширина х длина) передают на спекание в защитной среде при температуре Т = 1100-1200°С в течение 30-120 мин После спекания плотность увеличивается до 0,8-0,85 И последующей горячей прокаткой при Т = 1200-1280°С на станах получают изделия с равномерными физико-механическими свойствами и относительной плотностью 0,9-0,93 по ГОСТ 25442-82

Данный подход, предложенный в трудах ряда ученых и производственников, - позволяет получить продукцию высокого качества на скоростном прокатном оборудовании Разработка основ теории получения изделий из порошковых материалов принадлежит отечественным и зарубежным ученым Г И Аксенову, М Ю Бальшину, Б А Друянову, П А Виноградову, А К Григорьеву, Р Дж Грину, Б ЗЬнпа, М Оуапе, В П Каташинскому, А М Дмитриеву, С С Кипарисову, А. М Лаптеву, А Г Овчинникову, В В Сорокину и многим другим

Как показали результаты анализа многочисленных работ определение силовых характеристик порошковых материалов проводиться, как и для компактных металлов, с приведением полученных данных к относительным величинам

— <т — <7

а.=— и о-, = —е- где сгг, - соответствующие напряжения,

полученные при эксперименте и ат - сопротивление пластической деформации модельного материала

В этом случае наблюдается одинаковые величины относительных напряжений

Использование в работе ряда модельных материалов порошков железа ПЖР2 200 26, ПЖ4М2, медного порошка ПМС-1 и молибдена марки МЧ определяет практическую сходимость результатов исследований И обуславливает их применение в качестве модели тугоплавких металлов в процессе деформации

Целью настоящей работы является совершенствование методики проектирования валковых узлов и технологического процесса прокатки тонкого листа с равномерной плотностью по всему объему, из скомпактированных и спеченных тугоплавких материалов, применяемого для производства изделий листовой штамповки

Для достижения данной цели были поставлены следующие задачи

1 Проведение теоретических и экспериментальных исследований силовых и деформационных параметров получения порошковых заготовок для отработки конструкций оборудования, штампов и технологии их изготовления

2 Проведение анализа применяемого оборудования и технологий для получения качественных скомпактированных и спеченных заготовок из порошков тугоплавких металлов

3 Разработка методических основ и проведение экспериментальных исследований для получения условия пластичности высокоплотных спеченных скомпактированных материалов в целях его последующего использования в расчетах процессов прокатки и других процессов обработки металлов давлением

4 Усовершенствование модели контакта валков и полосы в очаге деформации для ее использования при теоретических исследованиях процесса тонколистовой прокатки высокоплотных скомпактированных спеченных порошковых заготовок

5 Разработка основ проектирования валковых узлов для тонколистовой прокатки высокоплотных спеченных заготовок из порошков Определение температурного режима работы валковых узлов и тонколистового проката из спеченных скомпактированных заготовок

Научная новизна работы:

1 Разработаны теоретические основы расчета валковых узлов стана на контактную прочность в условиях переменной кривизны их профиля с учетом упругой раздачи полосы при прокатке высокоплотных спеченных и скомпактированных заготовок

2 Экспериментально обосновано условие пластичности для процесса холодной и горячей прокатки высокоплотных спеченных скомпактированных заготовок, устанавливающее линейную связь главных напряжений с применением констант пористости

3 Теоретически и экспериментально обоснована модель однохордового контакта валков с полосой для расчета деформационных и силовых параметров тонколистовой прокатки спеченных скомпактированных высокоплотных полос из порошковых материалов

4 Разработаны теоретические зависимости для расчета температурного режима, устанавливающего технологические параметры прокатки полос из спеченных скомпактированных заготовок

5 Разработаны теоретические особенности холодной прокатки высокоплотных скомпактированных спеченных заготовок из порошковых материалов, учитывающие повышение жесткости полосы при изменении геометрической формы валков в очаге деформации

Практическая значимость:

1 Разработана методика компактирования пористых порошковых заготовок высотой менее б мм

2 Отработана методика выбора технологического режима тонколистовой прокатки высокоплотных спеченных порошковых заготовок для обеспечения сплошности проката и равномерности распределения его свойств по всему объему

3 Предложенная технология была внедрена на прокатных участках ГП «Опытный завод тугоплавких металлов и твердых сплавов»

4 Материалы диссертации используются в учебном процессе на кафедре «Обработки металлов давлением и металлургического оборудования» МГВМИ при чтении курса лекций «Технология получения

и обработки изделий из порошковых материалов» и проведении курсовых научно-исследовательских работ

Достоверность. Достоверность результатов исследования подтверждается применением апробированных методов испытаний и хорошей сходимостью теоретических и экспериментальных исследований

Апробация работы. Основные положения работы были представлены и обсуждались на научных конференциях в Московском государственном вечернем металлургическом институте в 2004 и 2005 гг

Публикации. Основное содержание работы опубликовано в восьми статьях

Объем и структура диссертации. Диссертация состоит из введения, обзора литературы, четырех глав, основных выводов и списка используемой литературы, включающего 97 наименований Работа изложена на 172 страницах машинописного текста и включает 54 рисунка и 32 таблицы

Основное содержание работы

Во введении обоснована актуальность и своевременность данной работы, раскрыты научная новизна и практическая значимость

В первой главе приводятся основные физические и технологические характеристики порошковых материалов, приводятся современные теоретические зависимости для определения пористости, сопротивлений пластической деформации, параметров прокатки и компактирования Приводятся обзорные материалы о развитии теории и совершенствовании оборудования, выполненные отечественными и зарубежными учеными

На основании изложенного сформулированы цель и задачи настоящего исследования по совершенствованию теории, технологии и оборудования для тонколистовой прокатки спеченных скомпактированных высокоплотных порошковых заготовок

Вторая глава посвящена описанию методики проведения экспериментальных исследований по компактированию и прокатке тонколистовых порошковых заготовок

Так проведенный анализ экспериментальных и теоретических исследований Б А Друянова, А М Лаптева, А К Григорьева и др, показал, что при увеличении плотности порошковых заготовок более 0,7 эллиптическое условие пластичности переходит в линейное, когда разность относительных нормальных и продольных <т, напряжений трансформируется в линейную зависимость

at<yt-а, = а0, (1)

где q и q - коэффициенты пористости, зависящие от материала порошка для заготовок из железных порошков q = 0,588 и а0 = 0,049, для скомпактированных и спеченных заготовок из молибденовых порошков а, =0,573 и а„ =0,04

На основании проведенных исследований в лаборатории МГВМИ и на ГП «Опытном заводе тугоплавких металлов и твердых сплавов» под руководством И Г Роберова с применением современных измерительных приборов и аппаратуры определены

1 Экспериментальные параметры процесса компактирования заготовок из металлических порошков для тонколистовой прокатки — плотность, среднее давление, коэффициенты внешнего трения при компактировании заготовок с относительной высотой до 3 мм

2 Экспериментальные силовые и деформационные параметры при тонколистовой прокатке порошковых заготовок, а именно зависимости уширения полосы, усилия прокатки от величины обжатия, заданной относительной плотности полосы и высоты Ь = 2, 3 и для сравнения 5,65 мм

3 Экспериментальные зависимости изменения плотности,

коэффициента нейтрального сечения от комплексного параметра —, где /

К

- длина дуги захвата, Ьср = А±А _ средняя толщина заготовки

Обработка полученных исследований позволила установить расчетные зависимости

1 Плотности заготовки от давления компактирования

2 Зависимость давления компактирования от параметров порошка,

плотности, коэффициента трения, высоты — и величины обжатия г.

3 Допустимых обжатий екр от плотности полосы, г:тах < 0,— ОД 1

4 Уточнения вида деформационной модели полосы и валка при прокатке тонких спеченных и скомпактированных порошковых заготовок при относительных высотах /?„ = 1 мм, \ = 3 мм и Ио> 5 мм, когда реализуется двуххордовая схема процесса

5 Для расчета коэффициентов в условии пластичности для ряда материалов порошков — железные, медные, молибденовые и т д с целью установления самого условия

Наличие широкого массива материалов позволило получить экспериментальные зависимости с большей достоверностью

Третья глава посвящена результатам теоретических исследований Далее с использованием разработанного условия пластичности, для однохордовой модети контакта волков и тонкой полосы (рис 1) было составлено уравнение равновесия элементарного слоя с учетом упрочнения

а, дсг2_£2)

сгг(г + 1 + я1)±а0сг,.^ у

Верхние знаки для зоны отставания, нижние - для зоны опережения

а /

——

X

Рис. 1. Схема однохордового контакта валка и полосы.

С краевым условием, что при х-О, а, = и при х-1 а, = 4, определяются напряжения для зоны отставания

<5 +

и зоны опережения

S+a, -1

(3)

где К

8 +1 - а,

средний коэффициент упрочнения в зоне отставания,

1 + *.

-; к.,

коэффициент упрочнения в нейтральном сечении,

ку„рт — средний коэффициент упрочнения в зоне опережения,

к +к

к^гт = ^ *™ре , ку,р! - коэффициент упрочнения на выходе полосы из

2/"

валков, 5 - параметр прокатки, — , а — угол захвата, у0,у, -

полутолщина на входе и выходе из валков, у1 = уа (1 - е), -

коэффициенты заднего и переднего натяжений

Приравнивая напряжения в зонах на нейтральной границе

„.,.. \ сч

S +1 - а.

определяется полутолщина нейтрального сечения ><„ и соответствующий

угол у = arceos

У. -У>

(5)

Входящие в данную формулу коэффициенты упрочнения зависят от материала заготовки и на основании исследований Григорьева А К,

Шестакова Н А, Лголько В Г, Янгга I , Даннингера Г, Лаптева А М Роберова И Г и др могут быть представлены степенной или показательной функцией

Для заготовок из скомпактированного спеченного железного порошка ктр =1 + 2,15 еош - для холодной обработки и =1 + 1,74 е - для горячей обработки

Для заготовок из скомпактированного спеченного медного порошка ^ =1+ (г:-0,1)°275 - для холодной обработки и = 1 +1,5 гй" - для горячей обработки

Для молибденовых заготовок кт, =1 + 0,41 в - для горячей обработки Для иллюстрации предложенных зависимостей ниже рассматриваются силовые и деформационные параметры прокатки высокоплотной полосы из скомпактированного спеченного медного порошка размерами 2x20x60/« (кяхВ0х10) с плотностью р = 0,86 при обжатии 10,20,30% без натяжения на стане Дуо 160 Для е = 0,1 на

основании опытных данных г = — = 1,062 и тогда к =—^— = 1,887 мм Затем

А„ 1,062

определяется относительная деформация в нейтральном сечении

к —к,

=-0,0556 и коэффициент упрочнения к =1 + 1,5 0,1°" =1,245,

Ид У"РН

1 + 1,245 , гт

соответственно =—^— = 1,123 На выходе из валков

1 ^ ^ д. 1

кугр е = 1 + о, 1°63 1,5 = 1,35 и кт1 оп ='— = 1,2975 Параметр прокатки

5 -= 2 0,35/у}2 0,1/80 = 14 Давление в зоне отставания а„„ ==3,318, в зоне

опережения 3,308 (отличие менее 1 %)

Среднее давление по всей зоне определяется по следующей схеме Определяются координаты середин зоны отставания и зоны опережения

Для данного примера хсгр от = 3,305 мм, усер „,„ = 0,968 мм, хар „„ = 1,305 мм, усерт = 0,906 мм Затем вычисляются нормальные напряжения в этих точках а„Р„= 1,86 и а«Роп = 1,58 Общее среднее напряжение рассчитывается по методу трапеций

+ (о-г„„-сг^™) 0,5х„ +{сг«ро„ + 0,5д-„|/2 / = -{(4 + 2+£.«.) (1-хс,р1>,„) + ({,+ 2а«р,„-<е„„) {0,5x^/21 = 2,19 (6)

Ниже в таблице 1 приведены параметры тонколистовой прокатки из скомпактированной спеченной медной заготовки 2x20x6 мм

Таблица 1

Параметры тонколистовой прокатки скомпактированной спеченной медной заготовки 2 х 20 х 60 мм ■

Обжатие од 0,2 0,3

Сгср 2,19 3,026 4,46

2 1,062 1,13 1,216

у(а 0,653 0,652 0,639

чк 2,58 2,95 4,07

Хц ГР 0,56 0,55 0,54

Отметим, что при экспериментальных исследованиях были получены средние напряжения при прокатке данной полосы аггр =3,12 при £=0,2, р = 0,87, ст!сг =4,52 при е = 0,3 и р = 0,8 и сгср =4,68 при р = 0,95 и г = 0,3.

На рисунке 2 представлен график изменения среднего давления <г в зависимости от комплексного параметра 1/Иср

Силовые и деформационные параметры при прокатке высокоплотной спеченной скомпактированной заготовки размерами 3x20x60 мм на стане Дуо 160 с плотностью р = 0,8 -0,9 при обжатии 20%, 30% и 40% из медного порошка представлены в таблице 2

Рис. 2. График изменения среднего давления при прокатке спеченной заготовки от комплексного параметра

Таблица 2

Силовые и деформационные параметры прокатки высокоплотной медной заготовки 3x20^60 мм

Обжатие 0,2 о,з 0,4

3,056 4,39 5,5

2 1,124 1,207 1,311

у/а 0,67 0,65 0,638

Хцт/1 0,56 0,55 0,54

ЧК 2,484 3,22 3,95

Отметим, что расположение нейтрального сечения для заготовок 2x20x60 и 3x20x60 практически одинаковы для соответствующих областей (рисунок 3)

Аппроксимация полученной графической зависимости определяет начальное значение г, равное

г = 0,97 + 0,83 е (7)

для осуществления метода итерации к зависимости (3)

Рис. 3. Зависимость положения нейтрального сечения от обжатия при прокатке спеченных скомпактпрованных заготовок.

При расчетах моментов и мощности при прокатке для выбора привода в настоящих исследованиях исследовалось положение центра тяжести эпюры нормальных напряжений, общий вид которых представлен на рисунке 4

СГ„

С- Ссгроп

1-х 2 2 ч 0 » 0 5х - X 4 " "'и

X

Хс*рот

1

(8)

Рис. 4. Эпюра нормальных напряжений при прокатке спеченной скомпактированной заготовки из металлического порошка.

При обработке данной эпюры условно состоящей из трапеций, вначале определяется центр тяжести отдельной трапеции

(сг.+гстг)/, 3(<7| + СГ;) '

где ел - меньшая ордината, <уг - большая

Центр тяжести эпюры нормальных напряжений х равен отношению суммы статических моментов каждой трапеции отнесенной к площади всей эпюры В относительных размерах

С

(0,5*У 0,5х

I } 2 v 3 (о-«, „„ + £,) 2

З(сг„

-2ст Л

0,5* „+*,

(2а-и + о-„,,„„) Г 1-х,

2 1 2

2 2 + 2 I'~~2~

{2(У„р от + £„ )

(9)

где <т„ -агот = сгга,, - напряжения в нейтральном сечении Для указанной выше прокатки полос 2x20x60 и 3x20x60 центр тяжести зависит от обжатия и при изменении е от 0,1 до 0,4 изменяется от 0,54 до 0,56 (примерно 0,55)

При прокатке полосы 5,65x20x60 на стане Дуо 160 исследовались

изменения силовых параметров Наличие толщины — = ^^- = 0,28

К 20

приводит при горячей прокатке к снижению упрочнения Экспериментально с точностью до 10 % было показано, что величина упрочнение для указанной среднетолстовой прокатки не отличается от данных прокатки неупрочняемых материалов

Ниже приведено исследование указанной выше заготовки при обжатии 10, 20 «30% При 10% обжатия последовательно определялись угол захвата а = 0,084 (4,815°), длина дуги захвата / = 6,72 мм, параметр 0 7

прокатки <5 = —2— = 8,333, отношение : = 1,057 Тогда в зоне отставания и ^ 0,084

опережения при л = х„, ет™ =2,10, сгт = 2,107 Откуда кн = 5,345 угол

у = 3,208° и — = 0,679 По координатам зон вычисляются напряжения в а

середине зон <т„,,„„ = 1,49 и ст«г. ™ = 1,209 Соответственно среднее давление а-,ср =1,425 И -у^- = 0,48

При других обжатиях результаты исследований приведены в таблице 3

Таблица 3

Деформационные и силовые параметры спеченной заготовки 5,65x20x60 нз железного порошка без упрочнения.

е 0,1 0,2 0,3

<У „ 1,425 1,70 2,08

г 1,057 1,127 1,215

Хцт^ 0,48 0,50 0,52

у/а 0,679 0,66 0,64

Сравнение с данными таблиц 1 и 2 показывает, что при отсутствии упрочнения среднее давление для разных материалов порошка различается очень существенно

Однако другие показатели, такие как коэффициенты нейтрального сечения и относительный нейтральный угол у [а при упрочнении и без него различаются не более 5-7 %

Ниже представлены значения коэффициентов нейтрального сечения для исследуемых полос

Табчица 4

Деформационные параметры прокатки заготовок из различных порошковых материалов.

Размеры полосы Материал заготовки г

£=0,1 г = 0,2 г = 0,3

2x20x60 ПМС- 1 1,062 1,13 1,216

3x20x60 ПМС- 1 1,06 1,124 1,207

5,65x20x60 ПЖР2 200 26 1,057 1,127 1,215

5,65x20x60 Молибден МЧ 1,08 1,15 1,214

Ниже, на рисунке 5, приведены результаты исследования среднего давления при прокатке без упрочнения полосы 5,65x20x60 для различных порошковых скомпактированных материалов на промышленном стане Дуо 230 «Опытного завода тугоплавких металлов и твердых сплавов»

/ - заготовка из железного порошка ПЖР2 200 26 2 - заготовка из молибденового порошка ЬЛЧ 3 - заготовка из медного порошка ПМС-1 Рис. 5. Сравнение средних давлений при прокатке полосы 5,65x20x60, изготовленной из скомпактированных и спеченных заготовок различных порошковых материалов.

Сравнение результатов таблицы 4 и графиков рисунка 5 показывает, что в относительных величинах деформационные показатели и силовые параметры определяются одинаковыми величинами, что еще раз подтверждает следующее положение

- модельные материалы определяют схожие относительные величины силовых и деформационных параметров прокатки при тех же обжатиях, с упрочнением и без упрочнения, на тех же станах

Проверим данное утверждение для горячей прокатки с упрочнением полосы 2x30x60, изготовленной из спеченного скомпактированного железного порошка ПЖР2 200 26 при обжатии 30 %.

Рассчитываем угол захвата а = 0,0866 (4,96°), принимаем л = 1,216,

0 7

тогда /¡„ = 1,645.«,«, к>г;1 =1,411, параметр прокатки <5 = ^-^ = 8,083 и 1,154

СГ ¡от =

давления

= 622 (1,216)""43 + 0,049] = 14,69

1,416

8,544 --- -0,049

4,216 1,4 1

И 477

= 14,66

Отличие менее 1% Таким образом, г = 1,216, у = 3,17°, — = 0,639 По

а

указанной выше методике а .с,, - 4,46 и отличие данных по таблице 2 составляет 2% Данный результат еще раз подтверждает положение о равенстве силовых и деформационных относительных показателей для разных модельных материалов

Сложность расчетов средних давлений и центров тяжести для отработанной однохордовой модели контакта полосы и валков позволяет на участке опережения представить изменения полутолщины в виде

у = 0,5Ао^1-г + £^ Далее анализ таблиц 2, 3, 4 показывает, что угол у

примерно равен у = 0,65а и тогда >■„ = 0,5/^(1-0,35гг) С поправкой на максимально возможную ошибку 1,15 полутолщина

0,5 ,(, х у = —— ли 1-£ + £— 1,15 Ч /

к. е (¡х , , 2,3 /

и соответственно Ф = -2--или <Ь-ф = ——

2 /1,15 Ль г

Соответственно среднее давление в зоне опережения

|(<5 + 1-а,+а0)^ ' с!х-а0

(10)

После сокращений

(<? + 1-Д|+а0) 1,15

(г + 1-о.) 2 в — а

.А У,

Л+1 5 + 1-я,

(П)

В качестве примера рассмотрим прокатку полосы 3x20x60 без упрочнения из спеченного скомпактированного медного порошка на стане Дуо 160 при обжатии 20% без натяжения Тогда угол а = 5,125°, г = 1,124,

= 0,67, = 2,4 лш и по формуле (9) ог ,Р =1,51 При расчете напряжений

г

прокатки методом трапеции агтср В зоне отставания аг1

= 1,61 с отличием 6,2 % 1

б + а, -1

интефирование по всей длине данной зоны ст.. СР „,»

У0 ~Ун

+ я0 и

— Ja'o«» ф

определяет

6 + а, -1-й,.

-I

5 + а, -1

(П)

Проиллюстрируем полученную зависимость, определим среднее давление при прокатке полосы 3x20x60 при обжатии 20 %

По формуле (9) при -£- = 0,67,

= 1,124, S, =7,83, ^ = 2,4 мм,

/ - 6,708 мм, тогда по формуле (9) ог ср « = 2,06

По методу трапеций ст.ср„„ =2,26 с отличием 8,8 % Точно таким же методом можно определить среднее давление по всей длине захвата по

зависимости

jcr!Cp<,„ dx+ Jctzî™ dx

(13)

После преобразований решение (12) принимает следующий вид

= 1-

а Л (5 +а, -1)

[(<5+Я,-1)£0-а0]

<5 — 1

а (<5+1-йг,)

[(<5 + 1-^,+ а0]

К

I-

К

<5 + 1 а,

(14)

Проиллюстрируем данную зависимость на примере прокатки полосы из спеченной скомпактированной медной заготовки 3x20x60 с обжатием 30 % без упрочнения Соответственно по формуле (13) среднее давление аггр =2,85 Численное решение определяет <угсг =2,65 Отличие 7% подтверждает возможность использования численных методов, тем более что реализация теоретической зависимости требует определения

коэффициента нейтрального сечения = = по формуле (6)

После уточнения положения центра тяжести эпюры и величины среднего давления при прокатке определяется момент, необходимый для вращения валков при прокатке скомпактированной спеченной порошковой заготовки

м„

■2Р ^ Ы2агср 12 Ъ

, -----, (15>

При проведенном выше исследовании сопротивление пластической

деформации

(16)

где и = 3,09 - для железного порошка и и = 3,26 - для медного

порошка (по Лаптеву A M ) Отношение изменяется по графику на рисунке 6

согласно таблицам 1,2, 3

Рис. 6. Зависимость центра тяжести эпюры давлений от обжатия и толщины заготовки.

Все численные расчеты проводятся в программе МаШСАО на ЭВМ Для придания устойчивости полосе применяется натяжение с0 и Исследуем их влияние при горячей прокатке тонкой спеченной медной полосы 3x20x60 при обжатии 10 % без упрочнения при сГ] = =0,8, соответственно г = 1,056, а = 0,0632 (3,624°)

Тогда (5 = 11,076, — = 0,685, а1ср =1,240, отметим, что без натяжения, а

когда материал не упрочняется г = 1,056, — = 0,685, агср =1,488 - давление

а

при натяжении уменьшается на 16,7 %

В таблице 4 приведены деформационные и силовые параметры процесса тонколистовой прокатки спеченной скомпактированной медной заготовки при различных вариантах натяжения

Таблица 4

Деформационные и силовые параметры спеченной скомпактированнон полосы 3x20x60 а) г = 0,1_ _ _б) е = 0,2 _

Натяжения СГ г ср у ¡а л А» Натяжения С 1Ср - У/а Рт

4 = 4=1 1,488 0,685 1,056 1 4 = 4 = 1 1,868 1,124 0,67 1,0

4=-Г, =0,8 1,24 0,685 1,056 0,89 4 = £=0,8 1,49 1,124 0,67 1,0

4 = 0,8, 4=1,0 1,388 0,631 1,064 0,94 4 = 0,8, £=1,0 1,713 1,135 0,634 1,0

4 = 1,0, 4 = 0,8 1,34 0,73 1,049 0,93 4 = 1,0, £=0,8 1,73 1,113 0,70 1,0

Таким образом, симметричные изменения напряжения (4 =£=0,8)

уменьшает давление на 16,7 % при е = 0,1 и на 100 % = 20,2 % при

е = 0,2 При несимметричном натяжении давление понижается на 8 -10 % и повышается относительный нейтральный угол на 8 % при увеличении только заднего натяжения и увеличивается на 6 % при увеличении только переднего натяжения С увеличением обжатия однородность полосы повышается

С помощью программы МаЛСАБ v 13 0 можно упростить поиск коэффициента нейтрального сечения, учитывая, что а0«1 Тогда из уравнения (3) определяется коэффициент нейтрального сечения г

"М3

/26/щ

(17)

г-е 1 ■

Так при прокатке без упрочнения спеченной заготовки 3x20x60 с обжатием 10% по формуле (16) г = 1,054, численный расчет определяет г = 1,056

При 20% обжатии, 4 = 1,0, £=0,8, коэффициент 2 = 1,108, а численный расчет определяет - = 1,113 с различием 0,4 %

Для той же полосы с 30 % обжатием теоретическая зависимость 4=4=' определяет г = 1,203 численный расчет определяет г = 1,207 (отличие 0,33 %)

В работе на основании известных зависимостей Дмитриева А М, Лаптева А М и других определяется величина натяжения,

обеспечивающая неразрывность полосы при натяжении Тогда из допустимой прочности полосы на разрыв

~ = (18)

"-зол

I---1 I Си 2 Л Св 0,6 + СГ„

определяется J = I р +а0 I /а, =--

Дпя полос из скомпактированных железных порошков при коэффициенте запаса кт-1,2 и величине плотности р>0,85, допускаемое

напряжение должно быть [стг]<2,55 и для медных заготовок не боле 2,48, что определяет режим обжатий не более с-<0,3. С применением симметричного натяжения возможно увеличить режим обжатий до в = 0,3-0,4, при этом, плотность полосы по своей оси повышается до 0,85 Другой проверкой по максимальному обжатию служит ограничение

степени деформации сдвига X = -1п—= 1п —!— (19)

^ /?(*) Л \-е

по отношению к степени деформации сдвига при разрушении Лр, которое

определяется диаграммой пластичности и для спеченной полосы из

железного порошка при Т = 1200°С- Хр = 0,975-0,375 кж,

при Т = 900°С - Хр = 0,8125-0,3125 кж и

при Т = 800° С - Хр = 0,45-0,2 кж, где кж ■- - коэффициент жесткости

напряженного состояния

Используем данную методику для отработки технологического режима тонколистовой прокатки спеченной скомпактированной заготовки из железного порошка 3x20x60 мм при обжатии 20 %

Согласно полученным ранее исследованиям средняя величина нормального давления <т2 =1,868, степень деформации сдвига

Л = 1п-|—^ = 0,223, показательное напряжение а, -0,588 1,868-0,049 = 1,049 и

,, , 1,049-1,868 .

коэффициент жесткости напряженного состояния кж=-—— = -0,473

при разрушаемое™ Хр = 0,8125-0,3125 0,473 = 0,664 Соответственно степень

X 0 223

использования запаса пластичности ь/ =— = —-= 0,335 и запас

хр 0,664

сплошности при одном проходе составил —!—= 3 На «Опытном заводе

0,335

тугоплавких металлов и твердых сплавов» используется режим обжатия при прокатке 30 % +20 % +10 % В этом случае при 30 % обжатия а,1р =2,516, а, =1,43, ¿„=-0,628, Д, =0,357, А,, =1,0, ^ = 0,357, ^"5 = 0,306, при втором проходе у/\15 = 0,27, для последнего прохода 15 = 0,10

Общая степень использования запаса пластичности

обжатие составит сл = 1 - (1 - 0,3)(1 - 0,2)(1 - 0,1) = 0,496 = 0,5

Отметим, что при одинаковых обжатиях при трех проходах с = 0,2, е^ = 0,49 и ¿„„ = 1,43

Холодная прокатка тонких полос вносит существенные изменения в деформационный процесс Высокая жесткость полосы изменяет контуры валка в очаге деформации На основании теоретических исследований Штаермана И Я была построена модель контакта, когда происходит изменение радиуса кривизны валков и от данного их смятия возникает дополнительное давление

где величина коэффициента Пуассона для черных металлов равна 0,45 - 0,55 Как показывает вычисление дополнительное давление от смятия валков при изменении плотности от 0,8 до 0,97 составляет 1 27-1,47 Тогда для холодной прокатки полосы 1,5x20x60 мм из спеченной скомпактированной заготовки из железного порошка при 10% обжатия последовательно определяется угол

а = 1 0,1/80 = 0,035 (2,026°),/ = 3,466 лш, г = 1,061, =1,144, =1,355, агср =1,9, =1,144 и а1ср =3,044, //а = 0,653, хц,„ // = 0,544 Соответственно для 20% обжатия агср =4,60, г = 1,135, у ¡а = 0,637 и *„„// = 0,563

Сравнение силовых и деформационных параметров холодной и горячей тонколистовой прокатки спеченных материалов показывает, что деформационные параметры различаются не более 10 %, а относительные силовые параметры (давление) значительно возрастают Так, при упрочняющейся горячей прокатке аг ср =3,056 (таблица 2) и рост давления

составляет д_4,60 3,056 ^ % = зз % Объясняется это только

увеличением жесткости самой полосы, поэтому холодную тонколистовую прокатку рекомендуется осуществлять на станах кварто

В заключение данной главы было проведено сравнение силовых параметров, определенных с помощью уравнений равновесия, способом Григорьева А К, Иванова В И, использующих метод баланса работ Последовательно вычисляются для пористых спеченных заготовок мощность формоизменения Иф, мощность уплотнения И, и мощность трения Л^, приравнивая их мощности из баланса работ Мф + Л'} + Мт = Л'в определяется среднее давление прокатки спеченной скомпактированной заготовки

= 0,306+ 0,27+0,1 =0,676 при запасе к,

0,676

= 1,48 При этом общее

(20)

4,60

СГгср =,Д,5

где А = -р^-г - коэффициент

для заготовки из спеченного скомпактированного порошка ЖГрДЗ Расчеты по формуле (20) для заготовки из спеченного железного порошка размерами 3x20x60мм при обжатии 0,1, 0,2, 0,3 и отсутствии натяжения установили соответствующие давления агср =2,05, 2,80 и 3,60. Наши исследования (см таблицу 2) определили при г = 0,2 давление 3,056

(обжим 8,4 %) и при г = 0,3 давление 4,39 отличие 100 % = 16,8 %

При этом проведенные нами экспериментальные исследования отличаются от теоретических не более 5-8%

Четвертая глава посвящена совершенствованию конструкций станов для прокатки тонколистовых спеченных скомпактированных заготовок из металлических порошков Особенностью тонколистовой прокатки является необходимость установления температурного режима, исключающего перегрев заготовки от работы до деформации Используя методику Железнова Ю Д, Цифриновича Б А и Королева А А были определены температура саморазогрева полосы

где Ст - удельная теплоемкость прокатываемой заготовки,

порошковой заготовки

На рисунке 7 представлен график температуры зависимости разогрева полосы от степени деформации обжатия, который может быть

(22)

Ст р = р" , См и рм - теплоемкость и плотность основного металла 1 -р

аппроксимирован зависимостью Д/, =300 е

(23)

Рис. 7. График саморазогрева тонколистовых спеченных заготовок из

железных порошков. Падение температуры от теплоотдачи с валками определяется по методике Целикова А И

(24)

где тв - начальная температура полосы

Общая температура нагрева валков Тпш =ТВ + Д?, - Д/2 (25)

С полученными данным определяется контактная температура валка в месте контакта с полосой, обычно она на 40-50°С ниже средней температуры валка Т^ равной среднему значению температуры на входе

Г„ и на выходе Тт

Точное определение температуры позволяет оценить режим прокатки и скорректировать обжатие и систему охлаждения валкового узла, а также строго регулировать температуру начала и конца прокатки, определяющих качество прокатанной спеченной порошковой заготовки

Сложное напряженно-деформированное состояние полосы и самого валка изменяют конструктивные параметры валка В очаге деформации резко меняется радиус кривизны самого валка от входящего значения Я к наименьшим /?„,.., и наибольшим /?тлх значениям

Проведенные в диссертации исследования позволили установить минимальное значение радиуса валков, которое установится на входе в очаге деформации

(26)

где ——— - прогиб полосы, IV =0'58 ^ 1 ш, - упругое

Мп+М„ 104 ^

обжатие полосы с сопротивлением пластической деформации ат=ато р",

р

мп>м™ ~ жесткости полосы и клети, м„ =-- - жесткость полосы,

И0 е

Р

=(0,5-0,6)--жесткость клети

\ V

Для холодной прокатки длина дуги 1 = у/НаеК + ^21УП Иср

Проиллюстрируем данные выкладки примером прокатки спеченной полосы 1x20x80 л« при обжатии 20% без натяжения на стане Дуо 200 последовательно, принимая 2 = 1,128, определяется толщина нейтрального

сечения, угол у = 1,685°,- = 0,658, <5 = 11,185, е. =0,1135, К=1,691, а,™ =11,1, а

Кл= 1 + 2,18 0,1135°65 = 1,46, ст„„ =11,2 (обжим 0,9%), <т2ср =6,05, ПЛОТНОСТЬ р = 0,67+0,3^ = 0,73, сопротивление пластической деформации для полосы ат = 850 (0,78)'04 =321 МПа, упругий прогиб валка „, 0,58 32,1 6,05 VI00 0,2 1 „ пс

IV = —--—-= 0,05 мм, далее рассчитывается жесткость

клети, полосы и упругий прогиб полосы IVп = 0,0208 мм Минимальный радиус валка =—^^— = 34,8 мм Максимальный радиус кривизны

1 8Щу + Л/Тд

= ^Рщ, = 235,9 ЛП1' °ткуда г^=К'"+2Нт'п = 135-35лщ

Для прокатки полосы 1,5x20x80 лш из железного спеченного порошка при обжатии 10 % на стане Дуо 160 средний радиус Яср = 86 мм и

СТгср = 3,1 67

При этом длина дуги контакта 1 = ^ г Яср +^2 \¥п Яср = ^/86 1,5 0,2 + +^/2 88 0,028 = 7,35 .и«

После расчета геометрических характеристик очага пластической деформации определяется контактная прочность валков

<т""=0,418/т?<К"] (27)

В указанной формуле Еп = а, ср <тп р"¡е (28)

2 Е Е

Модуль упругости полосы и приведенный модуль упругости Е„ = —"—-, для разбираемого примера Е„ - 7486,3 МПа и Ет = 14432,4 МПа При среднем радиусе валка в зоне очага деформации ^ = ^ =52,8 мм контактная

л ... 14432,4 14670 1Ш

прочность сг = 0,418,---=592 МПа

у \ 20 52,8

По Королеву А А для валков, выполненных из легированных сталей, = 1400 МПа Данная формула не учитывает динамику полосы вследствие ее разгрузки Как показали наши исследования, при упругой раздаче коэффициент динамичности спеченных заготовок увеличивается ДО 2 поэтому = 592 2 = 1184 МПа < [акт ] = 1400

Для уменьшения коэффициента динамичности из-за раздачи было предложено за валками поставить ролики, удерживающие полосу от

мгновенной раздачи При приближении разгружающих роликов к валкам коэффициент динамичности уменьшается до Кд »2-у, где /, - расстояние

от оси валков до оси роликов

С полученными результатами упругих параметров валков были построены графики, аппроксимация которых позволила определить

-^-^О,73-1,3— и соответственно ^- = 1,1-1,2Л и = + Я Ьа Я Я 2Я

Таким образом, в данной главе рассмотрены особенности влияния самой полосы из спеченной скомпактированной заготовки на прочность валков и отработаны теоретические зависимости, позволяющие оптимизировать контактную прочность валковых узлов и тем самым повысить качество проката и надежность работы оборудования

Выводы по работе

1 Разработаны теоретические основы проектирования валковых узлов при тонколистовой прокатке высокоплотных спеченных пористых заготовок, учитывающие изменение радиусов кривизны валков в зоне контакта с полосой и соответственно уточняющие величины контактной прочности

2 Экспериментально обосновано условие пластичности для процесса холодной и горячей прокатки высокоплотных спеченных скомпактированных заготовок, устанавливающее линейную связь главных напряжений с применением констант пористости

3 Теоретически и экспериментально обоснована модель однохордового контакта валков с полосой для расчета деформационных и силовых параметров тонколистовой прокатки спеченных скомпактированных высокоплотных полос из порошковых материалов

4. Отработаны технологические режимы тонколистовой прокатки скомпактированных спеченных высокоплотных заготовок, обеспечивающие оптимальные температурно-деформационно-скоростные режимы прокатки, равномерное распределение плотности и отсутствие несплошности по всему объему, а также заданную прочность валковых узлов

5 Разработаны теоретические особенности холодной прокатки высокоплотных скомпактированных спеченных заготовок из порошковых материалов, учитывающие повышение жесткости полосы на изменение геометрической формы валков в очаге деформации и увеличение деформационных и силовых параметров обработки

Публикации по теме диссертации

1 Кочан Л С , Роберов И Г , Кондратов А А , Белелюбский Б Ф Моделирование силовьк параметров осадкой цилиндрическим инструментом // Состояние, проблемы и перспективы развития металлургии и обработки металлов давлением Со трудов МГВМИ М МГВМИ, 2005, вып №5, с 123-126

2 Кохан Л С, Кондратов А А , Шульгин А В Влияние геометрии и плотности на параметры осадки спеченных полуфабрикатов // Состояние, проблемы и перспективы развития металлургии и обработки металлов давлением Сб трудов МГВМИ М МГВМИ, 2005, вып №5, с 134-140

3. Лукашкин Н Д, Кохан Л С, Роберов И Г, Кондратов А А, Белелюбский Б Ф Экспериментальное исследование продольной прокатки спеченных заготовок из медного порошка ПМС-1 // Состояние, проблемы и перспективы развития металлургии и обработки металлов давлением Сб трудов МГВМИ М МГВМИ, 2005, вып №5, с 142-148

4 Лукашкин НД, Кохан Л С, Роберов ИГ, Кондратов А А Выбор технологических параметров при осадке спеченных заготовок из металлических порошков // Технология металлов, №7,2005, с 22-24

5 Кохан Л С, Роберов И Г, Кондратов А А, Павлов В П Распределение плотности по толщине заготовки при компагсгировании и последующей прокатке // Строительная механика инженерных конструкций и сооружений М , 2005, №, 2, с 70-73

6 Кохан Л С , Роберов И Г, Белелебский Б Ф , Кондратов А А Динамика станов при прокатке пористых заготовок // Строительная механика инженерных конструкций и сооружений М, 2005, №, 2, с 74-75

7 Кохан Л С, Роберов И Г, Кондратов А А, Белелебский Б Ф Критические обжатия при прокатке скомпактированных заготовок // Строительная механика инженерных конструкций и сооружений. М, №,2,2005, с 76-77

8 Кохан Л С, Роберов И Г, Кондратов А А и др Определение среднего давления прокатки спеченных скомпактированных заготовок из металлических порошков // Строительная механика инженерных конструкций и сооружений М , Апрель №1,2006, с 96-102

Подписано к печати 14 04 2007 г Формат 60x84/16 Уел печ л 1,0 Тираж 100 экз Заказ 18

Издательство СЛОВО-СИМС Лицензия ИД № 00102 от 24 08 99 г Отпечатано на множительном участке ООО СИМС Москва, Братеевская, 25-1-255

Оглавление.

Введение.

Глава 1.

1. Анализ существующих методик конструирования оборудования и теоретических параметров процесса тонколистовой прокатки.

1.1 Основные задачи исследования.

Глава 2.

2. Экспериментальное исследование деформационных и силовых параметров тонколистовой прокатки спеченных скомпактированных заготовок.

2.1. Экспериментальные исследования компактирования заготовок из порошковых материалов.

2.2. Экспериментальное исследование продольной прокатки спеченных заготовок из медного порошка ПМС-1.

2.3. Влияние геометрии и плотности заготовок на силовые параметры компактирования.

2.4. Выбор критических величин обжатий и экспериментальное обоснование условия постоянства объема высокоплотных скомпактированных спеченных заготовок.

2.5. Экспериментальное определение величины нейтрального угла.

2.6. Экспериментальное обоснование условия пластичности для высокоплотных скомпактированных спеченных заготовок из металлических порошков.

Глава 3.

3. Теоретические исследования силовых и деформационных параметров при однохордовой модели контакта очага деформации при продольной прокатке тонколистовых и среднелнстовых спеченных скомпактированных заготовок.

3.1. Среднелистовая прокатка спеченных скомпактированных металлических заготовок.

3.2. Тонколистовая прокатка спеченной скомпактированной заготовки.

3.3. Теоретические исследования по определению среднего давления при тонколистовой прокатке.

3.3.1. Определение среднего давления по зонам.

3.3.2. Исследование влияния натяжения полосы при прокатке.

3.4. Проверка режима обжатия на сплошность.

3.5. Теоретические исследования особенностей распределения давления при холодной прокатке тонких листов из скомпактированных спеченных порошковых заготовок.

3.6. Определение силовых параметров прокатки методом баланса работ.

Глава 4.

4. Совершенствование проектирования конструкций станов.

4.1. Особенности температурного режима работы станов при прокатке порошковых скомпактированных спеченных заготовок.

4.2. Прочность валков при прокатке спеченных скомпактированных заготовок.

Современное машиностроение не возможно представить без применения порошковых материалов. Постоянно возрастающий темп их производства обогнал темп наращивания производства компактных металлов, что объясняется уникальными свойствами порошковых материалов, которые невозможно повторить другими способами получения металлов.

Свойства порошковых материалов определяется не только составом и методами термической обработки, но зависят от формы частиц, их расположения, от выраженных их сочетаний с другими порошками.

Такая технология обеспечивает производство изделий с гарантированным уровнем заданных физико-механических свойств, высоким уровнем технологических параметров. Сюда можно отнести высокий уровень пластических свойств, возможность более полного заполнения сложных форм, труднодоступных полостей, тонкостенных ребер и других элементов изделий.

Кроме того, в числе перспективных направлений является обработка порошковых материалов на специальных установках, позволяющих получить данным композиционным составом новых эксплуатационных свойств -твердость, износостойкость и др.

В настоящее время наметились два принципа производства порошковых изделий - получение изделий и спеченных или неспеченных порошков.

Второй путь определил первоначальное компактирование заготовок при определенных давлениях, последующее спекания и только после этого формообразование заготовки до получения изделия.

Как показали многочисленные исследования первый метод позволяет получить изделия со сложной формой, однако, с более низкими физико-механическими свойствами и неоднородной плотностью, чем при втором способе [1,2,3].

Целью данных расчетов является создание методики проектирования оборудования и основ теории обработки и технологии тонколистовой прокатки.

4.3. Выводы по работе

1. Разработаны теоретические основы проектирования валковых узлов при тонколистовой прокатке высокоплотных спеченных пористых заготовок, учитывающие изменение радиусов кривизны валков в зоне контакта с полосой и соответственно уточняющие величины контактной прочности.

2. Экспериментально и теоретически обосновано условие пластичности для процесса холодной и горячей прокатки высокоплотных спеченных скомпактированных заготовок, устанавливающее линейную связь главных напряжений с применением констант пористости.

3. Теоретически и экспериментально обоснована модель однохордового контакта валков с полосой для расчета деформационных и силовых параметров тонколистовой прокатки спеченных скомпактированных высокоплотных полос из порошковых материалов.

4. Экспериментально исследованы деформационные и силовые параметры тонколистовой прокатки спеченных скомпактированных порошковых заготовок и получены зависимости средних давлений, уширений, положения нейтрального сечения, распределения плотности в зависимости от технологических режимов обработки.

5. Отработаны технологические режимы тонколистовой прокатки скомпактированных спеченных высокоплотных заготовок, обеспечивающие оптимальные температурно-деформационно-скоростные режимы прокатки, равномерное распределение плотности и отсутствие несплошности по всему объему, а также заданную прочность валковых узлов.

6. Разработаны теоретические особенности холодной прокатки высокоплотных скомпактированных спеченных заготовок из порошковых материалов, учитывающие повышение жесткости полосы на изменение геометрической формы валков в очаге деформации и увеличение деформационных и силовых параметров обработки.

1. Лукашкин Н.Д., Кохан Л.С., Роберов И.Г. Теория компактирования металлических порошковых материалов. М. ВИНИТИ, 2004.-235с.

2. Лукашкин Н.Д., Кохан Л.С., Роберов И.Г. Теория обработки давлением скомпактированных спеченных металлических порошков. М. ВИНИТИ, 2005.-315с

3. Григорьев A.A., Рудской А.И. Пластическая деформация пористых материалов. Л.: ЛДНТП, -1989.-28С.

4. Дьяченко И.М. Основы металлургии порошков. Ч.: Металлургия. -320с.

5. Айзенкольб Ф. Порошковая металлургия. М.: Металлургия. -1959, -520с.

6. Вязьников Н.Ф., Ермаков С.С. Применение изделий порошковой металлургии в промышленности. М.: Машгиз.-1966,-190с.

7. Раковский B.C. Основы порошкового металловедения. М.: Оборонгиз, 1962,-90с.

8. Федорченко И.М., Андриевский P.A. Основы порошковой металлургии. М. Металлургия,-1963,-420с.

9. Либенсон Г.А. Основы порошковой металлургии. М. Металлургия,-1975,-200с.

10. Бальшин М.Ю., Кипарисов С.С. Основы порошковой металлургии. М.: Металлургия, 1978,-184с.

11. Кипарисов С.С., Либенсон Г.А. Порошковая металлургия. М. Металлургия,-1980,-496с.

12. Андриевский P.A. Порошковая металлургия. М. Металлургия,-1991,-205с.

13. Металлы и сплавы. Справочник. М. 2003,-1996с.

14. Сорокин В.К. Сортамент проката из порошка // КШП, 1998, №1, с.8-10.

15. Витязь П.А., Капцевич В.И., Шелег В.К. Пористые порошковые материалы. Минск, высшая школа,-1987.-164с.

16. Кохан JI.C. Методика расчета силовых и геометрических параметров при компактировании //Известия Вузов. Черная металлургия. М.:1997, №9, с. 55-58.

17. Кохан Л.С., Лукашкин Н.Д. Особенности компактирования металлических порошков для прокатки заготовок // Технология металлов, №5, 2000, с.28-32.

18. Лукашкин Н.Д., Кохан Л.С. Компактирование разнородных порошков // Известия вузов. Черная металлургия. М.:2001, №11, с. 34-38.

19. Кохан Л.С. Управление процессами компактирования композиционных материалов из металлических порошков. // Технология металлов, №12, 2001, с.13-16.

20. Кохан Л.С., Лукашкин Н.Д. Компактирование металлических порошков при монотонных деформационных процессах // Известия вузов. Черная металлургия. М.:2002, №7, с. 29-31.

21. Волкогон Г.М., Дмитриев A.M., Добров Е.П. Прогрессивные технологические процессы штамповки деталей из порошков и оборудование. М.: Машиностроение, -1991, -320с.

22. Лаптев A.M., Подлесный С.В., Малюский В.Л. Расчет давлений при изостатическом прессовании порошковых материалов // Известия вузов. Черная металлургия. -№1, -1987, с. 88-90.

23. Шестаков H.A. Исследование влияния напряжений всестороннего сжатия на коипактирование пористых материалов // Вестник МГТУ. М.; Машиностроение, -№3, -2002.

24. Shima S.A., Doctoral thesis, Kyoto. Kyoto University, 1975. -200p.

25. Oyane M, Shima S.A. Vorab drucke VI Internationale Pulvermetallurgische Tagung un der DDR, Dresden, 1977, Bdl, s. 15/2-15/8.

26. Лукашкин Н.Д., Кохан Л.С, Лебедев H.H. Напряжения и деформации в процессах обработки металлов давлением. М.: Академкнига, -2004,240с.

27. Друянов Б.А. Прикладная теория пластичности пористых тел. М.: Машиностроение. -1989, -230с.

28. Лаптев A.M. Деформирование пористого металла в закрытой матрице. Известия вузов. М.: Машиностроение, 1979, №7, с.89-94.

29. Лаптев A.M. Анализ формования и допрессовки пористых втулок методом тонких сечений. Порошковая металлургия, №7,1988, с.44-48.

30. Сторожев М.В. Попов Е.А. Обработка металлов давлением. М.: Машиностроение, 1977, 423с.

31. Мусихин A.M. Уплотнение пористого проката вдоль очага деформации // Порошковая металлургия, 1990, №10, с.85-91.

32. Виноградов Г.А., Семенов Ю.Н., Катрус O.A. и др. Прокатка металлических порошков. М.: Металлургия, 1969,382с.

33. Виноградов Г.А., Каташинский В.П. Теория листовой прокатки металлических порошков. М.: Металлургия, 1979, 224с.

34. Клименков С.С, Минск. Кандидатская диссертация, 1975,21с.

35. Ложечников Е.Б. Распределение плотности при прокатке // Порошковая металлургия, 1979, №3, с.4-6.

36. Каташинский В.П., Штерн М.Б. Напряженно-деформированное состояние при прокатке // Порошковая металлургия, 1983, №12, с.9-13.

37. Гун Г.Я., Стебунов С.А., Каташинский В.П. Моделирование прокатки на ЭВМ // Порошковая металлургия, 1986, № 1, с. 10-14.

38. Мусихин A.M. Контактные напряжения при горячей прокатке пористых материалов // Порошковая металлургия, 1976, №11, с. 1-7.

39. Ковальченко М.С. Теоретические основы горячей обработки пористых материалов. Наукова думка, 1980, -232с.

40. Барков Л.А., Каменщиков Ю.И., Мырин С.А., Леонов С.А. Об уплотняемости порошковых спеченных заготовок при прокатке с четырехвалковым обжатием // Цветные металлы, -1992, -№4.

41. Барков Л.А. Производство проката многосторонней деформацией спеченных заготовок // Цветные металлы, -1982, -№10, с.67.

42. Барков Л.А. Сортовая прокатка порошковых заготовок // Порошковая металлургия, 1989, №11,-с.91-96.

43. Барков JI.А. Прокатная клеть с многовалковым калибром. A.C. 778831. Открытия и изобретения, №42, с.24.

44. Барков Л.А., Пастухов В.В., Несговоров В.Р. Качество прутков, прокатанных в четырехвалковых калибрах. Сборник Трудов Челябинского политехнического института, -1970, №230, с. 104-110.

45. Колмогоров В.Л. Напряжения, деформации, разрушения. М.: Металлургия, -1970,229с.

46. Колмогоров В.Л. Пластичность и разрушения. М.: Металлургия, -1983, 229с.

47. Стебунов С.А., Роберов И.Г., Семина В.А., Беленькая Л.Н. К расчету температурных полей при горячей прокатке молибденовых листов. Сб. трудов ВНИИТС. М., Металлургия, 1987. с.89-91.

48. Роберов И.Г., Изотов В.М., Стебунов С.А. Исследование температурных условий процесса горячей прокатки. Сб. трудов ВНИИТС. М.: Металлургия, 1989, №7. с.64-68.

49. Стебунов С.А., Роберов И.Г., Пчицкий В.К., Беленькая Л.И. Влияние пористости на реологические свойства молибдена. Сб. трудов ВНИИТС. М.: Металлургия, 1987, с.74-79.

50. Сегал В.М. Пластическая деформация легких сплавов. М.: Металлургия, 1962, с.37-45.

51. Гун Г.Я., Полухин П. И., Галкин A.M. Сопротивление пластической деформации металлов и сплавов. М.: Металлургия, 1983, -352.

52. Шестаков H.A., Лобастый Л.Г. Сборник научных трудов МАМИ. М.: 2003, с.177-180.

53. Люлько В.Г., ЯнггГ., Данингер Г. Сопоставление технологических характеристик и свойств материалов на основе порошков. Порошковая металлургия, 1990, №5, с.97-104.

54. Манегин Ю.В., Лукин В.В., Четвериков С.С. Производство железных порошков и вопросы качества // Проблемы современной металлургии. М.: ЦНИИЧерМет, 1983, с.203-207.

55. Джонс В.Д. Основы порошковой металлургии. М.: Металлургиздат, 1965,361с.

56. Ковальченко М.С., Кондратов И.Я. Порошковая металлургия. Киев. Наукова думка, 1975, №2.

57. Скороходов В.В. Реологические основы спекания. Киев. Наукова думка, 1972,-157с.

58. Лещинский В.М., Блохин А.Г. Упрочнение твердой фазы при гидростатическом сжатии порошковой среды // Порошковая металлургия, 1990, №10, с.22-25.

59. Клячко Л.И., Уманский A.M., Бобров В.И. Оборудование и оснастка для формования порошковых материалов. М.: Металлургия, 1988, -386с.

60. Сорокин В.К., Шмелев Л.С., Антипов Б.Ф. и др. Производство порошкового проката. М.: Металлургиздат, 2002, -296с.

61. Степаненко A.B., Исачевич Л.А., Харлан В.Е. Геометрические и энергосиловые параметры процесса прокатки металлических порошков // Порошковая металлургия, 1990, №2, -с.13-14.

62. Либенсон Г.А., Панов B.C. Оборудование цехов порошковой металлургии. М.: Металлургия, 1983, -264с.

63. Шмелев A.C., Сорокин В.К. Оборудование для производства порошкового проката. Труды Нижегородского государственного технологического университета. Н.Новгород, 2003, -Т38, с.265-269.

64. Кипарисов С.С., Падалко О.В. Оборудование предприятий порошковой металлургии. М.: Металлургия, 1988, -448с.

65. Кохан Л.С., Роберов И.Г., Кондрашов A.A., Белелюбский Б.Ф. Моделирование силовых параметров осадкой цилиндрическим инструментом. Сб. трудов МГВМИ, вып. №5,2005, с. 123-126.

66. Кохан Л.С., Кондрашов A.A., Шульгин A.B. Влияние геометрии и плотности на параметры осадки спеченных полуфабрикатов. Сб. трудов МГВМИ, вып. №5,2005, с. 134-140.

67. Кохан Л.С., Роберов И.Г., Кондратов A.A. Экспериментальные исследования продольной прокатки спеченных заготовок из медного порошка ПМС-1. Сб. трудов МГВМИ, вып. №5,2005, с.142-148.

68. Кохан JI.C., Роберов И.Г., Кондратов A.A. и др. Определение среднего давления прокатки спеченных скомпактированных заготовок из металлических порошков // Строительная механика инженерных конструкций и сооружений. М., Апрель №1,2006, с.96-102.

69. Кохан JI.C., Роберов И.Г., Кондратов A.A. Распределение плотности по толщине заготовки при компактировании и последующей прокатке // Строительная механика инженерных конструкций и сооружений. М., №, 2,2005, с.70-73.

70. Кохан J1.C., Роберов И.Г., Белелебский Б.Ф., Кондратов A.A. Динамика станов при прокатке пористых заготовок // Строительная механика инженерных конструкций и сооружений. М., №, 2,2005, с.74-75.

71. Кохан JI.C., Роберов И.Г., Кондратов A.A., Белелебский Б.Ф. Критические обжатия при прокатке скомпактированных заготовок // Строительная механика инженерных конструкций и сооружений. М., №, 2,2005, с.76-77.

72. Лаптев A.M., Понивненко Л.В. Новый метод построения идеализированной кривой уплотнения порошковых материалов // Краматорск, ДГМА, 2005, с.22-24.

73. Лукашкин Н.Д., Кохан Л.С., Роберов И.Г., Кондратов A.A. Выбор технологических параметров при осадке спеченных заготовок из металлических порошков // Технология металлов, №7, 2005, с.22-24.

74. Сторожев М.В., Попов E.H. Теория обработки металлов давлением. М.: Машиностроение, 1971, -424с.

75. Колмогоров В.Л. Механика обработки металлов давлением. М.: Металлургия, 1986, -688с.

76. Клименко В.М., Онищенко A.M., Минаев A.A., Горелик B.C. Технология прокатного производства. Киев.: Высшая школа, 1989, -211с.

77. Лукашкин Н.Д., Кохан Л.С., Роберов И.Г. Теория компактирования металлических порошковых материалов. М.: ВИНИТИ, 2004, -235с.

78. Лукашкин Н.Д., Кохан Л.С., Роберов И.Г. Двуххордовая модель продольной прокатки спеченных заготовок // Известия вузов. Черная металлургия. М.: 2004, №5, с. 42-46.

79. Грин Р. Дж. Теория пластичности пористых тел // Механика, 1973, №4, с. 109-120.

80. Либенсон Г.Л. Производство порошковых изделий. -М.: Металлургия, 1990, 240с.

81. Роберов И.Г., Стебунов С.А. и др. Исследование условий процесса горячей прокатки порошковой заготовки. Сб. трудов ВНИИТС. М.: Металлургия, 1988, №7. с.44-48.

82. Куликовский Д.Н., Григорьев A.A., Иванов В.Н. Теоретический анализ процесса прокатки пористой спеченной заготовки // Известия вузов. Черная Металлургия. М. 1991, №3, с.52-53.

83. Чернышев В.Н., Крупин A.B., Линецкий Б.А., Воробьев Ю.В., Огарков П.А. Особенности распределения напряжений по дуге контакта валков с полосой. Новые технологические процессы обработки металлов давлением. М.: Металлургия, 1976, №98, с. 18-21.

84. Изотов В.М., Роберов И.Г., Карелин Ф.Р., Фастовский B.C., Кузнецов B.C. Академия наук СССР. Обработка давлением труднодеформируемых материалов. М.: Наука, 1984, с.64-70.

85. Люлько В.Г., Янгг Г., Данингер Г. Сопоставление технологических характеристик и свойств материалов на основе порошков // Порошковая металлургия, 1990, №5, с.97-104.

86. Люлько В.Г., Янгг Г., Данингер Г. Анализ и технологические характеристики процессов деформирования изделий на основе порошков// Порошковая металлургия, 1990, №7, с.93-97.

87. Лаптев A.M., Подлесный C.B. Расчет трехосного прессования порошковых материалов // Известия вузов. Черная Металлургия. М. 1988, №3, с.68-73.

88. Целиков А.И., Томленов А.Д., Зюзин В.И., Третьяков А.И., Никитин Г.С. Теория прокатки. М.: Металлургия, 1982, 335с.

89. Штаерман И.Я. Контактные задачи теории упругости. Л.: Гостехиздат. 1949, 248с.

90. Железное Ю.Д., Цифринович Б.А., Лямбах Р.В., Ромашкович A.B., Савичев Г.А. Влияние температурных полей на силовые и деформационные параметры при горячей прокатке // Сталь, 1968, №10, с.914-920.

91. Королев A.A., Навроцкий А.Г., Вердеревский A.B., Кохан Л.С., Соколова О.В. Механическое оборудование цехов по производству цветных металлов. М.: Металлургия, 1985, -312с.

92. Целиков А.И., Полухин П.И., Королев A.A. и др. Машины и агрегаты металлургических заводов. М.: Металлургия, 1981, ТЗ, -576с.

93. Гарбер Э.А. Станы для холодной прокатки. Череповец, 2004, -416с.

94. Лукашкин Н.Д., Кохан Л.С., Якушев A.M. Конструкция и расчет машин и агрегатов металлургических заводов. Академкнига, 2003, -456с.

95. Шаталов Р.Л., Кохан Л.С., Басхамджиев А.Ш. Уточнение методики расчета давления металла на валки и протяженность зон контактной поверхности при горячей прокатке //Прокатное производство, 2001, №12, с.13-18.

96. Шаталов Р.Л., Кохан Л.С., Никулин H.A. Уточнение методики расчета геометрии очага деформации при горячей прокатки полос // Прокатное производство, 2002, №7, с.8-14.

97. Беляев Н.М. Сопротивление материалов. М.: Гостехиздат, 1953, 856с.