автореферат диссертации по обработке конструкционных материалов в машиностроении, 05.03.05, диссертация на тему:Совершенствование процесса дрессировки автомобильного листа с целью снижения ребристости

На правах рукописи

Л-Т7.

УДК 621.771.23

ПРИСЯЖНЫЙ Алексей Владимирович

СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ ПРОЦЕССА ДРЕССИРОВКИ АВТОМОБИЛЬНОГО ЛИСТА С ЦЕЛЬЮ СНИЖЕНИЯ РЕБРИСТОСТИ

Специальность 05.03.05 - Технологии и машины обработки давлением

Автореферат

диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Екатеринбург - 2006

Работа выполнена на кафедре "Металлургические и роторные машины" Уральского государственного технического университета - У ПИ

Научный руководитель - доктор технических наук, профессор

Паршин Владимир Сергеевич

Официальные оппоненты - доктор технических наук, профессор

Каржавии Владимир Васильевич

- кандидат технических наук, доцент Кордюков Игорь Геннадьевич

Ведущая организация ОАО «Уралмаш - Метоборудование»

Защита диссертации состоится 27 октября 2006 года в аудитории № М323 в 14.30 на заседании диссертационного совета Д 212.285.10 в Уральском государственном техническом университете - УПИ по адресу: 620002, г. Екатеринбург Свердловской области, ул. Мира 19, тел.: (343) 375-44-19, факс: (343) 378-94-74, e-mail: raskatov@etel.ru

Ваши отзывы на автореферат, заверенные печатью, просим направлять по вышеуказанному адресу.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке УГТУ-УПИ

Автореферат разослан 26 сентября 2006 года

Ученый секретарь Диссертационного совета кандидат технических наук, доцент

Раскатов Б.Ю.

Введение

Актуальность работы. Чтобы обеспечить требуемое качество поверхности тонкой холоднокатаной листовой стали, которая используется для изготовления лицевых деталей автомобильных кузовов и корпусов бытовой техники, регламентируются такие характеристики, как шероховатость и волнистость.

В таких европейских странах, как Англия, Германия, Франция и Испания существуют следующие стандарты продольной волнистости поверхности с малым шагом как дефект. Эти дефекты рассматриваются двух типов:

1. «поперечная волна», ведущая к изменению толщины;

2. «полоса вибрации», без изменения толщины.

На такие дефекты внешне похож дефект поверхности, называемый «ребристостью». К его появлению приводят вибрации рабочих валков, как в вертикальном направлении, так и в направлении прокатки. Проводятся исследования амплитуд и частот этих вибраций и разрабатываются математические модели, которые позволяют прогнозировать параметры дефекта поверхности проката во время дрессировки.

Цели и задачи работы. Добиться улучшения качества тонкого холоднокатаного стального листа, обеспечив регламентированную продольную волнистость ее поверхности.

Для достижения этой цели необходимо решить следующие задачи:

1. Определить причины, вызывающие появление дефекта «ребристость».

2. Создать математическую модель, которая будет описывать процесс образования продольной волнистости поверхности листовой стали.

3. На основе математической модели найти основные причины и определить степень их влияния на процесс образования продольной волнистости поверхности холоднокатаного листового проката.

4. Разработать и предложить мероприятия для обеспечения регламентированной продольной волнистости поверхности холоднокатаной листовой стали и исключения ее необоснованной отсортировки по дефекту «ребристость».

Основные научные результаты и положения, выносимые на защиту:

1. разработанная математическая модель;

2. алгоритм и программа реализации созданной математической модели;

3. результаты теоретических и экспериментальных исследований;

4. рекомендации по составу оборудования и ведению технологического процесса.

Научная новизна. Создана математическая модель, описывающая механизм образования продольной волнистости поверхности дрессируемой лис-

товой стали вследствие периодических смещений осей рабочих валков относительно друг друга в направлении, перпендикулярном направлению дрессировки, приводящих к чередованию процессов прокатки-волочения.

Практическая значимость. Разработаны рекомендации по ведению процесса дрессировки, способствующие повышению качества тонкой холоднокатаной листовой стали за счет снижения доли листов с дефектом «ребристость».

Апробация работы и публикации. Основные направления диссертации докладывались и обсуждались на следующих конференциях:

- VII отчетная конференция молодых ученых ГОУ ВПО УГТУ-УПИ, Екатеринбург, 2005 г,

- V Всероссийская научно-практическая конференция «Инновации в машиностроении», г. Пенза, 2005 г.

- Приоритетные направления развития науки, технологий и техники, III научная конференция с международным участием 22-29 октября 2005г., Хургада (Египет).

По материалам диссертации опубликовано 8 печатных работ, в том числе в рецензируемых изданиях, рекомендованных ВАК.

Структура н объем диссертации. Диссертация состоит из введения, четырех глав, заключения, списка литературы из 108 наименований. Объем диссертации составляет 134 страницы машинописного текста, 52 рисунка, 8 таблиц и 3 приложения.

Основное содержание работы

В первой главе диссертации производится обзор технологии дрессировки и рассматривается дефект «ребристость» и известные методы борьбы с ним. Также выдвигается гипотеза возникновения дефекта.

Дефект «ребристость»

В связи с установкой на крупнейших автозаводах, таких как ОАО "АВТОВАЗ" современных технологических линий по окраске изделий, к поверхности холоднокатаного листа, используемого для штамповки лицевых деталей автомобильных кузовов, предъявляются повышенные требования. Тонкий холоднокатаный лист по качеству поверхности должен удовлетворять 1-й группе отделки согласно ГОСТ 9045-93, который не допускает наличия на лицевой стороне любых поверхностных дефектов.

«Ребристость» как вид дефекта представляет собой правильно чередующиеся поперечные оттеночные полосы на поверхности холоднокатаных листов (рис. 1). Изготовление лицевых деталей автомобильных кузовов из металла с «ребристостью» ухудшает товарный вид продукции, так как при покраске этот

дефект полностью не устраняется.

Полосы могут располагаться как на лицевой, так и обратной стороне листа по всей длине рулона. Дефект "ребристость" является одним из дефектов, из-за которых холоднокатаные листы по качеству переводят из 1-ой во 2-ую группу отделки поверхности, снижая их стоимость.

Рис. 1. Дефект "ребристость" на поверхности холоднокатаного листа

Дефект "ребристость" имеет следующие характерные особенности:

1. при повороте образца на 180 градусов вокруг оси, перпендикулярной поверхности листа, тональность полос меняется со светлой на тёмную и наоборот;

2. светлым полосам на лицевой стороне листа соответствует на обратной темные, а темным-светлые;

3. дефект отчётливо наблюдается на больших поверхностях металла и менее заметен на небольших образцах. Он лучше заметен при диффузном рассеянном освещении и не виден при прямом освещении поверхности (при зеркальном отражении).

Дефект «ребристость» на дрессированных стальных полосах приводит к большим издержкам из-за рекламаций заказчиков, а также в связи с тем, что продукцию приходится переводить в низший сорт или дополнительно перешлифовывать опорные валки.

При дрессировке тонколистовой стали «ребристостью» называют чередующиеся параллельные светлые и темные полосы, наблюдаемые на поверхности катаных и дрессированных стальных полос (поперек направления прокатки), а также и на поверхности опорных валков дрессировочных клетей. Эти полосы видны и впоследствии на окончательно обработанных и отлакированных

деталях кузова автомобиля или бытовых приборов. Несмотря на многолетние и обширные научно-исследовательские и проектно-конструкторские работы специалистов в России и за рубежом, причины появления дефекта и возможности их уменьшения в достаточной мере еще не выяснены.

Причины возникновения дефекта «ребристость»

Рассмотрим очаг деформации при прокатке полосы при наличии переднего и заднего натяжения её концов То и Ть Прежде всего, для ведения процесса прокатки должно выполняться условие равновесия всех сил, действующих на полосу, т.е.

где X и У - проекции сил на оси координат ОХ и ОУ.

С увеличением скорости прокатки полосы, при всех прочих равных условиях, в очаге деформации происходит уменьшение значения коэффициента

(показателя) трения. В соответствии с выражением для ^^ ^ равенство нулю при этом может достигаться до определённого момента увеличением значения

<Ри, т.е. смещением нейтральных точек ко входу в очаг деформации при Т) )Т0 ) либо уменьшением Фн при Т, (Т0 ДлЯ дрессировки характерен случай 'Ц >Т0 > причём разность Т, и Т0 весьма существенна.

В данных условиях при определённых значениях коэффициента (показателя) трения сила трения в очаге деформации может оказаться недостаточным

для обеспечения равновесия полосы вдоль оси

ОХ , даже при Фн ~ аз, и начнётся процесс волочения. Соответственно выполнение равенства

X ~ 0 будет обеспечиваться значительным ростом контактного давления

Р.

При увеличении сил контактного давления при дрессировке, связанным с началом процесса волочения полосы в зазоре между валками, следует ожидать увеличения длины зоны контакта валков и металла до момента появления в очаге деформации нейтральных точек и возобновления процесса прокатки, В этом случае произойдёт снижение сил контактного давления, уменьшение длины зоны контакта, уход нейтральных точек за пределы очага деформации с последующим волочением полосы. Затем процесс повторяется. Последовательность прокатки и волочения полосы определяет наличие дефекта «ребристость» при дрессировке, поскольку при колебаниях сил контактного трения и длины очага деформации будет изменяться усилие дрессировки. Также периодам во-

6

лочения и прокатки полосы будет соответствовать разная шероховатость её поверхности после дрессировки, что и приведет к образованию полос «ребристости».

Во второй главе производится описание математической модели возникновения дефекта «ребристость» и представлено обоснование выбранного метода решения.

Выбор метода теоретического исследования

Методом, объединяющим в себе ряд способов аналитического и экспериментального исследования является метод сопротивления материалов пластическим деформациям, разработанный Г.А. С мирно вы м-Ал левым и его сотрудниками.

В основе предлагаемого подхода лежит совместное решение системы дифференциальных уравнений движения и уравнений связи напряжений и деформаций, последние из которых определяют на основании опытов по простому растяжению. Несмотря на достаточную обоснованность метода сопротивления материалов пластическим деформациям, область его применения ограничивается решением задач на конечное формоизменение.

В основе метода баланса работ (энергетический метод) лежит положение о том, что при пластической деформации работа (мощность) внешних сил на соответствующих им перемещениях равна сумме работ внутренних сопротивлений, которое следует из закона сохранения энергии. Этот метод достаточно удобен для определения энергосиловых параметров в процессах деформирования, а в сочетании с экстремальными принципами позволяет описать различные варианты формоизменения.

В рассматриваемом случае дрессировки полос стоит задача определения характера течения металла в очаге деформации в зонах контакта с прокатными валками при активно использующемся натяжении концов полосы.

Обоснование расчетной схемы очага деформации

Протяженность очага деформации может значительно увеличиваться при упругом сплющивании валков и прокатываемого металла, что особенно характерно для холодной прокатки листов и полос. При этом приращение длины

линии контакта за осью валков и полную длину линии контакта ^о рассчитывают по известным формулам:

где С - поправочный коэффициент (принимаемый при расчете 0=1,2-1,5), Рср-среднее давление на контактной поверхности в очаге деформации, К - радиус

7

прокатных валков, У - коэффициент Пуассона материала валков,

Е - модуль упругости материала валков, ДЛ - величина абсолютного обжатия полосы.

При использовании метода баланса работ (мощностей) наличие натяжения концов полосы при прокатке учитывается с помощью соответствующих слагаемых, входящих в уравнение энергетического баланса.

Целью данного теоретического исследования является, в частности, определение поля перемещения точек металла в очаге деформации. При этом в исходные уравнения будет входить неизвестный параметр, определяемый согласно выражению энергетического баланса работ всех внутренних и внешних сил. Введение большого числа переменных позволяет наиболее точно описывать течение металла при деформировании, но требует привлечения экстремальных принципов для записи дополнительных уравнений и значительно усложняет расчеты. Используя гипотезу плоских сечений применительно к рассматриваемому случаю прокатки (дрессировки), возможно уменьшить число неизвестных, необходимых для описания очага деформации, до одного.

Деформированное состояние

При определении величин и направлений перемещений и деформаций металла в очаге деформации при дрессировке придадим поверхностям прокатных валков некоторые малые перемещения и и2 и построим соответствующие им поля кинематически возможных перемещений частиц деформируемого металла. В выражения для перемещений войдет неизвестный параметр, который находится с использованием метода баланса работ. В качестве неизвестного параметра введем перемещение металла вдоль оси ОХ на выходе из очага деформации и.

Исходя из постоянства расхода металла в очаге деформации, с учетом принятой расчетной схемы запишем выражение для определения перемещений точек металла вдоль оси ОХ

и=__и*

х 1ц+2-х-■

Тогда величина относительной деформации металла вдоль оси ОХ:

_ дих _ 2-и-Игtga

дх (Т^ +2'X•tga)2 '

Из условия несжимаемости, записанного для плоскодеформированного

состояния ~ ., перемещение частиц металла вдоль оси ОУ определится по формуле:

или, после подстановки и преобразований, получим:

и

Далее находим сдвиговые деформации в плоскости ОХУ по формуле:

_ дЦх дЦу дЦх __ дЦу =

Гху~ ду + дх 'где ду ~ ' ах Приращение степени деформации сдвига для случая плоского деформированного состояния определяется как:

1 1 £ +У

X 4 *

ху

Анализ данного уравнения показывает, что второе слагаемое подкоренного выражения пренебрежимо мало по сравнению с первым, благодаря малому значению угла а при дрессировке полосы. Поэтому без большой погрешности для расчетов можно принять:

Г = 2-е,.

Построенные поля перемещений и деформаций позволяют найти составляющие уравнения энергетического баланса работ всех внутренних и внешних сил при дрессировке полос.

Уравнение энергетического баланса при дрессировке полос.

В общем случае закон сохранения энергии (баланс работ) для системы полоса-валки при дрессировке можно записать в виде:

4 - (лф+Лт + Ас - Аг + )=о,

где Ав - полная работа деформации при прокатке; Лф — работа формоизменения металла в очаге деформации; Ат — работа сил трения в зоне контакта металла с валками; Ас — работа сил среза на передней границе очага деформации; А0 и А / — работа сил заднего и переднего натяжения соответственно.

При определении составляющих уравнения энергетического баланса воспользуемся известными соотношениями для нахождения работы формоизменения в очаге деформации работы сил трения на границах контакта инструмента с металлом и работы сил среза на границе очага деформации с недефор-мируемым металлом :

4 =

с, с2

где ^ — рассматриваемый объем деформируемого тела; Г - степень деформации сдвига; X* - интенсивность касательных напряжений; — площадь поверхности трения; - силы трения, действующие на границе контакта инструмента с металлом; &х2 и ^уг — проекции относительного перемещения металла на границе контакта инструмента с металлом на оси ОХ и ОУ соответственно; - предел текучести деформируемого металла на сдвиг, 5 — площадь

поверхности среза; и ^с2 - перемещения деформируемого металла по обе

стороны от поверхности среза.

Базой для выбора величины предела текучести служат кривые упрочнения, полученные на разрывных машинах при скорости деформации 1(Г3-10*2с'1, а при холодной прокатке на промышленных станах скорость деформации составляет 102-105с"1, т.е. в 104-106 раз больше. Также нужно учесть, что в результате пластической деформации температура металла повышается, и при холодной прокатке может достигать 200-250*С, Разогрев металла способствует некоторому снижению предела текучести. С учетом перечисленных факторов выражение для определения предела текучести при холодной прокатке примет вид:

= ' К

где — предел текучести, найденный с учетом только упрочнения, к - темпе-ратурно-скоростной поправочный коэффициент (А= 1,2-1,3).

При рассмотрении процессов холодной прокатки листов и полос достаточно часто используют усредненное по очагу деформации значение предела текучести, которое определяют как среднеарифметическое пределов текучести в сечении входа и выхода из очага деформации:

V <7 — *

^ 2

Учитывая энергетическое условие пластичности и усреднение значений предела текучести по очагу деформации, можно записать:

Тср = гз(, •

Природа граничного трения в процессах обработки металлов давлением достаточно полно рассмотрена в работах И.В. Крагельского, А.П. Грудева, А.Н. Леванова и др. Силы трения, действующие на границе контакта инструмента с

металлом можно задать либо постоянными по всей контактной поверхности, либо принять тот или иной более сложный закон их распределения. Так, А.Н. Левановым отмечено, что для вычисления деформации вполне достаточно определения напряжений трения в среднем по контактной поверхности. Поэтому, воспользовавшись законом трения, предложенным Э. Зибелем, представим его как:

Г = у/ • Г,

<5Р

где Т — усредненное по очагу деформации значение сил трения, Ц? — показатель сил трения, ^Вф - средний по очагу деформации предел текучести материала полосы на сдвиг.

Учитывая энергетическое условие пластичности, плоскодеформирован-ное состояние металла в очаге деформации и усредненное по очагу деформации значение сил трения, выражение для определения работы формоизменения, работы сил трения и работы сил среза при дрессировке полос примут вид:

2 -их-и7

соз а

скс,

4 =

где £>с _ кривые, получаемые в результате пересечения поверхностей трения и

среза и плоскости параллельной ОХ и ОУ и проходящей через эти поверхности,

г

Ь - ширина полосы; &у _ перемещение металла вдоль оси ОУ на границе контакта с инструментом; Т0 и Т{ — соответственно, величины заднего и переднего натяжений полосы.

Известно, что вся энергия, необходимая для осуществления процесса прокатки, передается валками в очаг деформации исключительно посредством

сил контактного трения. Поэтому теоретически наиболее правильно определять полную работу деформации при прокатке именно через силы трения. Моменты сил трения на прокатных валках при дрессировке могут быть найдены согласно выражениям:

где xht и хн2 — координаты нейтральных точек, принадлежащих верхнему и

нижнему прокатным валкам, относительно плоскости выхода металла из очага деформации.

Значение ^л, найдем исходя из постоянства расхода металла в очаге деформации и равенства величин перемещений металла и валков в нейтральной точке:

U-hl=Ux-hx9

1 x х cosa

где hx - высота очага деформации в сечении, проходящем через нейтральную точку.

После подстановки и преобразований получим:

U'h,

h =

U^cosa

Учтем, что - К + 2' ' *£а> и поскольку COS а » 1, то:

■ _JU-Ui)-bi

* 2>UX *sina '

По аналогии с xk, запишется и выражение для определения координаты

положения нейтральной точки на втором прокатном валке.

Полная работа деформации определится из выражения:

Лв = Мгр1+М2-р2,

где Я>\ и Я>г - углы поворота валков, соответствующие перемещению металла на выходе из очага деформации V,

После подстановки и преобразований выражение для полной работы деформации примет вид:

А ^MrUl+M2-U2 R

Несмотря на наличие одного уравнения (уравнения энергетического ба-

12

ланса) при одном неизвестном (перемещение металла вдоль оси ОХ на выходе из очага деформации) решение невозможно без задания величины среднего контактного давления металла на валки в очаге деформации, поскольку Рср определяет значение 4 > присутствующее в выражениях работ, входящих в уравнение энергетического баланса.

Определение среднего контактного давления на валки при дрессировке

Среднее контактное давление может быть определено, также, как произведение коэффициентов, выражающих влияние внешнего трения, внешних зон, скорости деформации, степени деформации на сопротивление металла чистому сдвигу при прокатке. При составлении дифференциального уравнения в очаге деформации выделяют элементарный объем металла и рассматривают условия его равновесия при следующих допущениях:

1. напряжения в любом поперечном сечении полосы по ее высоте распределяются равномерно;

2. деформация является плоской, т.е. прокатка происходит без уширения и напряжения по ширине полосы не изменяются.

В качестве переменной в дифференциальном уравнении выбран текущий угол (методика А.П. Чекмарева). В результате решения дифференциального уравнения отдельно для зон отставания и опережения в очаге деформации получены зависимости для величин конкретного давления для зон отставания и опережения. Затем, путем интегрирования получено значение среднего контактного давления для зон отставания и опережения. Затем, путем интегрирования получено значение среднего контактного давления в очаге деформации.

В рассматриваемом случае дрессировки нами приняты разные значения величин перемещений точек поверхности прокатных валков, что означает различие в протяженности зон отставания AtBi и АгВ2 (рис. 2), а также зон опере-

X = О —X

h2 и

жения В1С1 и В2С2 на прокатных валках. Поэтому для участков

х = хь2 ~ К можно воспользоваться готовыми выражениями для контактных давлений в соответствии с принятыми обозначениями и с учетом натяжения концов полосы, как:

1 +—(<р2 + у/<р)

ч»

R ( \

1 + —^ («р2 - ц/<р - а\ + у/а3)

ср

h

<т0.

На участке

Л, (рис. 2) дня верхнего прокатного валка имеем

зону опережения, а для нижнего — зону отставания с разнонаправленными силами трения Т одной величины.

X \

Рис.2 . Схема к определению среднего контактного давления Примем изменение сил контактного давления на этом участке от значения Роп2 при , до значения Рот, при по линейному закону, где:

Рощ =

Ропг = 2т,

ср

1Г~[<Рь2

ср

)

-ст.,

к

ср

-сг0.

В данных уравнениях и <Ри1 - текущие углы соответствующие положению нейтральных точек на верхнем и нижнем прокатных валках. Значения

, Фи-! и а3 будем находить по выражениям:

Тогда среднее контактное давление определится как: 1

Рср = — а.

С*2РопШ<р+~{рОП1 + рот,\(phx -<р*г)+

Как видим, из выражения, полученного для Рср, значение этой величины зависит от координат нейтральных точек, расположенных на верхнем и нижнем прокатных валках, которые могут быть найдены из решения уравнения энергетического баланса.

В третьей главе рассматриваются результаты параметрического анализа математической модели, полученной в предыдущей главе. Описываются основные зависимости возникновения дефекта «ребристость» от основных параметров прокатки.

Параметрический анализ процесса дрессировки.

Полученная математическая модель, описывающая процесс дрессировки полос, достаточно сложна и не представляется возможным её решение в аналитической форме без применения ЭВМ. Предложенный алгоритм реализован в диссертационной работе путем составления программы и её решения в пакете Mathcad 2000 Professional.

Нарушения стабильности протекания процесса дрессировки и появления ребристости, происходит в результате уменьшения величины показателя трения W с ростом скорости дрессировки и выхода нейтральных точек за переднюю границу очага деформации. В таком случае задачей параметрического анализа рассматриваемого процесса, может являться определение значений влияющих факторов, при которых нейтральные точки перемещаются в плоскость входа металла в очаг деформации и оценка этих значений.

Созданные алгоритм и программа определения характера течения металла в очаге деформации при дрессировке, позволяют найти значения факторов, влияющих на стабильность протекания процесса, а также выявить оптимальные параметры инструмента и технологии, что необходимо для управления процессом дрессировки.

Одной из основных причин нестабильности рассматриваемого процесса дрессировки, является существенное превышение значения переднего натяжения полосы над величиной её заднего натяжения. Расчетные зависимости показателя трения Ч^кр, соответствующего расположению нейтральных точек в

плоскости входа металла в очаг деформации, потери устойчивости процесса от относительного обжатия полосы при различных значениях натяжения концов полосы (рис. 3 и 4 ) позволяют проследить это влияние.

0,26-

0.24-

0.23 г-

0,211

(

0,200.19!-0,18' 0.17|-

0.16'-

Г

V

1N

! X. !

1 ---

I- гч 1

( ^ 1

-------

I

1

1

-— —

0,7

0,9

1.1

1.3

1,5 <*,%

Рис. 4, Зависимость показателя трения от относительного обжатия при различных значениях заднего натяжения полосы (1^=1,1 мм; 11=200 мм; е=1,1%; о,=180 МПа; 1. о0=40 МПа; 2. о„=30 МПа; 3. о»=20 МПа;

Рис, 3, Зависимость показателя трения от относительного обжатия при различных.

значениях переднего натяжения полосы (Ь,=],1 мм; 11=200 мм; о„=40 МПа; 1. о,= 160 МПа; 2. с,=180 МПа; 3. а,=200 МПа;

Полученные на рис. 3 зависимости, свидетельствуют также о благоприятном влиянии увеличения относительного обжатия полосы на стабильность процесса дрессировки. Это объясняется увеличение длины очага деформации,

что при меньших У^кр обеспечивает равновесие всех действующих на полосу сил. Таким образом, увеличение относительного обжатия с 0,7 % до 1,5 % приводит к уменьшению (согласно рис. 3 и 4) Щкр до 25% от исходной величины.

Существенное влияние на стабильность процесса дрессировки оказывают толщина полосы и предел текучести материала из которого она изготовлена.

Показанные на рис. 5 зависимости ¡Икр от относительного обжатия полосы при различных значениях её исходной толщины, говорят о том, что уменьшение

толщины полосы с Ь) =1,4 мм до Аз -0,8 мм при £ =0,7 % уменьшают Ч^кр почти в 1,5 раза.

Аналогично рост предела текучести материала полосы с ^°

^=0,8*",

ф08

до ^ =1,2^03 уменьшает значение У^кр при £=0,7 % почти в два раза (рис. 6). Оба явления объясняются ростом значения среднего контактного давления

ср, что ведет к увеличению длины очага деформации.

0,25 0,23! 0,21 0,19 0,17 0,15

0,13

ч1

1 I I

1

У, --- "" 1 :

0.30

I 5 |

0.25-

г

<>«г

" ! 0.151— _____

0.7

0,9

1,1

1.3 1,5 %

0.7 О.» 0.» 1.0 1.1 1.2 1.» 1,4 ».а и, V,

Рис. 5. Зависимость показателя трения от относительного обжатия при различных значениях исходной толщины полосы (8=1,1%; К=200 мм; 5„=40 МПа;

1. мм; 2. ,1 мм; 3. IV 1,4 мм

Рис. 6. Зависимость показателя трения от относительного обжатия при различных значениях предела текучести материала полосы (Ь„= 1,1 мм; е=1,1%; И=200 мм; (Гв=40 МПа; а,=180 МПа) 1- т«(р—2. т^"1^,,,^; 3. т _,,,=(), 8 тир1„

Согласно расчетным зависимостям, изображенным на рис. 7-8, увеличение радиуса валков, уменьшение модуля упругости и коэффициента Пуассона

материала валков, уменьшает значение Ч^кр, а следовательно повышает стабильность процесса дрессировки и увеличивает значение скорости дрессировки, соответствующую потери устойчивости.

Влияние Я, Е и У на Ч^кр в соответствии с рис. 7-9 различно, и наибольшие изменения Ч^кр в сторону уменьшения достигаются увеличением радиуса прокатных валков и уменьшением значения модуля упругости материала валков.

Все представленные на рис, 3-9 зависимости, получены при равных значениях перемещений точек прокатных валков — ^г -

Расчеты по предложенной математической модели показывают, что ве-

личина показателя трения Фкр , соответствующая нахождению в очаге деформации при дрессировке только зон опережения, остается неизменной и при

/,. мм

3,6 г

3.4»

3,3

3,21

I

з.1;

3,0 > 2,9 > 2,в; 2.7 г 2.6:

; ;

; 1 1 /

■— /

/

1 /

! у

; [ ! >

■ |

' ! —

• ^ —

/ \

/с, мм

200

250 300 а, мм

Рис. 7. Зависимость длины очага деформации от радиуса прокатных валков (К,=1,1 мм; е=1,1%; о„=40 МПа; ст.=180 МПа; у=0,3)

0,8 0,9 1.0 1,1 1,2 Е, МПа Рис. 8, Зависимость длины очага

деформации от модуля упругости материала прокатных валков 0^=1,1 мм; е=1,1%; 11=200 мм; уЮ.З; о0=40 МПа; о,=180 МПа; т1£р=т^„ ) На рис. 10 представлены зависимости относительного расположения нейтральных точек в очаге деформации от величины показателя трения. При

этом в расчете принималось значение и2 „а 0,5 % большее значения .

Уменьшение показателя трения ведет к перемещению нейтральных точек на обоих валках к плоскости входа металла в очаг деформации. При

Ц/ =0,35 на валке с присутствует только зона опережения ( Ххн1 /К = ^), а валок с имеет ещё достаточно развитую зону отставания. И, наконец, У/ =0,19 соответствует Ч?кр , что означает потерю устойчивости процесса дрессировки. Отметим, что V = 0,19 получено и при ^ — .

Анализ расчетных зависимостей Фкр от различных факторов технологического процесса и инструмента, а также уравнения = ^, позволяет сделать вывод, что для повышения устойчивости процесса дрессировки необ-

ходимо:

- увеличение коэффициента (показателя) трения на границе контакта валков с металлом;

- уменьшение разности переднего и заднего натяжений полосы;

- использование полосы меньшего диапазона толщины и с большими значениями предела текучести металла из которого она изготовлена;

- увеличение радиуса прокатных валков, а также использование для изготовления валков материалов с меньшими значениями модуля упругости и коэффициента Пуассона.

0,23[

0,22|_

0,211 0,20^ 0,19: 0,18!. 0,17^

I

0.161

0,151 0.7

Г"" > Г'" " " """

[

1 ч 1

ч )

\ ^ )

1 О 1

1

! 1

*Л 1.0 0,9 0,8

0,5 0,4

0,9

1.1

1,3 1.5 е,%

0.31 0.1

....... .— а

_ г

1

и2 и, ________ 001

0.5

1.0 С

Рис. 10. Зависимость отношения Д, от показателя трения при и,<>и, (1у=1,1 мм; 11=200 мм; 0„=4О.М11а;

180 МПа; 1^^^=1.005 и,) 1. Валок с 2. Валок с и.

Рис. 9. Зависимость показателя трения от

относительного обжатия при различных значениях модуля упругости материала валков 0у=1,1мм; Я=200 мм; ст„=40 МПа;

О1=180 МПа; )

1. Е=0,8Е„; 2. Е=Ев; 3. Е=1,2Е„ Вместе с тем, на каждый из перечисленных факторов, в реальных условиях дрессировки может быть наложено ограничение. Так, увеличение сил трения на поверхности контакта металла и валков, ведет к снижению стойкости прокатного инструмента. Натяжение концов полосы должно позволять получить требуемое качество процесса дрессировки. Толщина полосы и материал из которого она изготовлена, определяются заказчиком в соответствии с необходимыми потребительскими свойствами. Радиус прокатных валков может быть ограничен в соответствии с условием прокатки полосы минимальной толщины.

Изменение рассматриваемых параметров в направлении повышения устойчивости процесса дрессировки, в основном сопровождается повышением энергосиловых параметров, что связано в первую очередь с увеличением длины очага деформации и усилий контактного давления.

В четвертой главе приведено описание эксперимента и оборудования,

используемого в эксперименте. Производится сравнение результатов полученных при рассмотрении математической модели с результатами эксперимента.

Экспериментальное исследование процесса

Критерием достоверности теоретических выводов работы, правильности выбора главных параметров процесса, являются экспериментальные исследования, на основе которых была доказана правильность разработанной методики дрессировки, снижающей процент выхода продукта с заданной продольной волнистостью.

На этапе экспериментальных исследований ставилась задача получить зависимость степени проявления продольной волнистости в зависимости от параметров дрессировки.

Предварительный анализ процесса дрессировки автомобильного листа позволил выявить основные факторы, влияющие на протекание процесса. К

ним относятся: ^о - исходная толщина полосы; К - радиус прокатных валков; Е - модуль упругости материала валков; У - коэффициент Пуассона материала валков; ^^ - исходный предел текучести материала полосы; В - относительное обжатие при дрессировке; &\ > ^о - напряжения от переднего и заднего

натяжения концов полосы; V - скорость дрессировки.

Вследствие большого числа факторов, определяющих устойчивость процесса дрессировки, очень сложно провести полнофакторный анализ, В ходе дополнительного анализа были отсеяны факторы, влияние которых представляется малозначимым или же факторы, которые в процессе эксплуатации остаются практически неизменными (радиус валков, материал валков, материал, полосы) и был проведен полный факторный эксперимент для четырех факторов с тремя уровнями варьирования, которые представлены в табл. I.

Результаты эксперимента дали возможность оценить правильность принятых при математическом моделировании допущений. Так, на рис. 11 изображены расчетные и экспериментальные зависимости усилия дрессировки от относительного обжатия . На рис. 12 приведены экспериментальные зависимости между ребристостью и относительным обжатием.

При £"—1,1%, увеличение напряжения переднего натяжения полосы с

= 160 МПа до &\ =200 Мпа приводит к повышению доли образцов с дефектом ребристость на 20% — что означает потерю устойчивости процесса. Одновременно увеличение напряжения заднего натяжения с & о =20 МПа до

СГ0 =40 МПа при постоянном обжатии и =180 МПа ведет к уменьшению доли образцов с ребристостью на 30%.

Таблица 1.

Факторы и уровни варьирования факторов

Уровни варьирования А (скорость прокатки, м/с) В (относительное обжатие, %) С (напряжение переднего натяжения, МПа) И (напряжение заднего натяжения, МПа)

1 9 0,8 160 20

2 12 1,1 180 30

3 15 1,4 200 40

Р, Мн.

• • • Результаты, полученные в ходе эксперимента

Результаты, полученные на основе математической модели

Рис. 11. Зависимость усилия дрессировки от относительного обжатия (Ьо=1,1 мм; Я=200 мм; н/=0,3; аи=40МПа; а(=180 МПа; )

Рис, 12. Зависимость ребристости от относительного обжатия при разных значениях скорости дрессировки (Ьц=1,1 мм; £=1,1%; К=200 мм; а,=180 МПа; )

Полученные зависимости, свидетельствуют также о благоприятном влиянии увеличения относительного обжатия полосы на стабильность процесса дрессировки. Таким образом, увеличение относительного обжатия с 0,8 % до 1,4 %, при постоянных переднем и заднем натяжении и постоянной скорости приводит к уменьшению более чем в 2 раза случаев проявления дефекта ребристость. Все это соответствует спрогнозированным в ходе анализа математической модели закономерностям, поэтому можно сделать вывод, что разработанная математическая модель обладает высокой достоверностью и может быть использована для расчетов при дрессировке тонкого листа, а также прогнозирования необходимого качества поверхности.

По данным результатам были составлены рекомендации по совершенствованию процесса дрессировки, которые в настоящее время подготовлены к передаче в производство и были одобрены технологами ОАО «ММК» и ОАО «Автоваз».

В заключении приводятся следующие основные результаты работы:

1. Численная реализация созданной математической модели процесса дрессировки полос проведена путем решения уравнения энергетического баланса работ всех внутренних и внешних сил, действующих в очаге деформации, с учетом упругого сплющивания прокатных валков.

2. Оценка устойчивости процесса дрессировки может быть проведена

путем определения критического значения показателя трения Ч^кр, при котором нейтральные точки находятся на границе очага деформации.

3. Рассмотрение влияния различных факторов на стабильность протекания процесса дрессировки, позволяет вести корректировку параметров Прокатного инструмента и технологического процесса в направлении её повышения.

4. Параметрический анализ процесса дрессировки позволил определить оптимальные, с точки зрения устойчивости и энергозатрат, параметры инструмента и технологического процесса.

5. Полученные численные результаты дают возможность сформулировать конкретные рекомендации по построению технологического процесса, определению параметров инструмента и выбору состава оборудования.

Основное содержание работы изложено в следующих публикациях:

1. Паршин B.C., Присяжный A.B. Параметры, определяющие качество листа при дрессировке // Научные труды VII отчетной конференции молодых ученых ГОУ ВПО УГТУ-УПИ, часть 2. Екатеринбург, 2005 г. с. 107-109

2. Паршин B.C., Присяжный A.B. Анализ основных методов борьбы с ребристостью при дрессировке автомобильного листа // Вестник УГТУ-УПИ, №18 (70), часть 1. Екатеринбург, 2005. с. 200-206

3. Паршин B.C., Присяжный A.B. Анализ основных разработок улучшения качества холоднокатаного автомобильного листа при дрессировке // Деп. ВИНИТИ, №1221-В2005. С. 18

4. Паршин B.C., Присяжный A.B. Колебательные процессы при холодной прокатке и дрессировке, приводящие к появлению дефекта ребристость // Деп. ВИНИТИ, №1221-В2005. С. 23

5. Присяжный A.B. Совершенствование процесса дрессировки автомобильного листа с целью снижения продольной волнистости // Препринт, УГТУ-УПИ, 2005 г.

6. Паршин B.C., Присяжный A.B. Дефект «ребристость» при дрессировке автомобильного листа // Современные наукоёмкие технологии, №8, 2005г. с.45-46

7. Паршин B.C., Присяжный A.B. Некоторые проблемы качества продукции ав-топрома, связанные со смежным производством // Международная научно-техническая конференция «Проблемы исследования и проектирования машин». Сборник статей. Пенза - 2005 г. с.88-89

8. Паршин B.C., Некрасов И.И., Присяжный A.B. Математический анализ процесса дрессировки автомобильного листа И Препринт, УГТУ-УПИ, 2006 г.

Компьютерная верстка - авторская

Бумага типографская Печать офсетная

Усл. печ. л. 1,0 Тираж 100 Заказ

Лаборатория оперативной полиграфии центра АВТП 620002, г. Екатеринбург, ул. Мира, 19

ВВЕДЕНИЕ. ф

ГЛАВА 1. СПОСОБЫ ДРЕССИРОВКИ ПОЛОС ДЛЯ ПОЛУЧЕНИЯ

АВТОМОБИЛЬНОГО ЛИСТА И МЕТОДЫ СНИЖЕНИЯ РЕБРИСТОСТИ.

1.1. Технология дрессировки.

1.2. Конструкции современных дрессировочных станов.

1.3. Дефект «ребристость» и его характеристики.

1.4. Существующие на производстве методы снижения ребристости.

1.5. Причины появления ребристости на поверхности полосы при дрессировке в условиях стана 1700 и постановка задачи.

1.6. Выводы.

ГЛАВА 2. РАЗРАБОТКА МАТЕМАТИЧЕСКОЙ МОДЕЛИ ПРОЦЕССА ДРЕССИРОВКИ ПОЛОС. ф 2.1. Выбор метода теоретического исследования.

2.2. Определение деформированного состояния при дрессировке полос.

2.3. Выводы.

ГЛАВА 3. ПАРАМЕТРИЧЕСКИЙ АНАЛИЗ ПРОЦЕССА ДРЕССИРОВКИ ПОЛОС.

3.1. Алгоритм решения задачи определения течения металла в очаге деформации при дрессировке.

3.2. Исходные данные и диапазоны изменения параметров.

3.3. Параметрический анализ процесса дрессировки.

3.4. Выводы.

ГЛАВА 4. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ПРОЦЕССА И РАЗРАБОТКА РЕКОМЕНДАЦИЙ ПО СНИЖЕНИЮ РЕБРИСТОСТИ

Щ ЛИСТА.

4.1. Цели и задачи эксперимента.

4.2. Оборудование, аппаратура, способы и методы проведения экспериментального исследования.

4.3. Исследование достоверности математической модели путем сравнения с экспериментальными данными.

В связи с установкой на крупнейших автозаводах, таких как ОАО "АВТОВАЗ" современных технологических линий по окраске изделий, к поверхности холоднокатаного листа, используемого для штамповки лицевых деталей автомобильных кузовов, предъявляются повышенные требования. Тонкий холоднокатаный лист по качеству поверхности должен удовлетворять 1-й группе отделки согласно ГОСТ 9045-93, который не допускает наличия на лицевой стороне любых поверхностных дефектов.

Для обеспечения требуемого качества поверхности тонкой холоднокатаной стали, используемой для изготовления лицевых деталей автомобильных кузовов и корпусов бытовой техники, необходимо регламентировать ее характеристики - шероховатость и волнистость.

В зарубежных стандартах (Германия, Франция, Англия, Испания) продольная волнистость поверхности с малым шагом описана как дефект, который бывает двух типов: "поперечная волна" (с изменением толщины) и "полосы вибрации" (без изменения толщины). Также этот дефект поверхности тонкой холоднокатаной листовой стали называют "ребристостью". Его наличие определяют визуально.

Цели и задачи работы - улучшение качества тонкой холоднокатаной стали за счет обеспечения регламентированной ребристости ее поверхности.

Для достижения поставленной цели необходимо решить следующие задачи:

1. Разработать математическую модель, описывающую процесс образования ребристости поверхности листовой стали и позволяющую прогнозировать ее параметры во время дрессировки.

2. Определить причины и оценить степень их влияния на процесс образования ребристости поверхности холоднокатаного листового проката.

3. Предложить мероприятия для обеспечения регламентированной ребристости поверхности холоднокатаной листовой стали и исключения ее необоснованной отсортировки по дефекту «ребристость».

Выдвинута гипотеза и математически описан механизм образования дефекта «ребристость». Он возникает вследствие периодических смещений осей рабочих валков относительно друг друга в направлении, перпендикулярном направлению дрессировки.

Практическая значимость данной работы заключается в улучшении качества тонкой холоднокатаной листовой стали за счет обеспечения регламентированной ребристости ее поверхности и уменьшения отсортировки по дефекту «ребристость», что подтверждается полученными документами (приложение 1).

Основные направления диссертации докладывались и обсуждались на следующих конференциях:

- VII отчетная конференция молодых ученых ГОУ ВПО УГТУ-УПИ, Екатеринбург, 2005 г.

- V Всероссийская научно-практическая конференция «Инновации в машиностроении», г. Пенза, 2005 г.

- Приоритетные направления развития науки, технологий и техники, III научная конференция с международным участием 22-29 октября 2005г., Хургада (Египет).

По теме диссертации опубликовано 8 печатных работ, в том числе 4 работы в рецензируемых изданиях, рекомендованных ВАК.

4.5. Выводы

1. Серия проведенных экспериментов на стане 1700 ЛПЦ №5 ОАО «ММК» позволила вывести основные закономерности появления дефекта «ребристость» при дрессировке автомобильного листа.

2. Выявлены основные параметры дефекта «ребристость» и определены границы его проявления, что позволяет задать критерии качества для контролеров ОТК.

3. Сопоставление экспериментальных данных с результатами моделирования свидетельствует об адекватности созданной математической модели.

4. Данные закономерности появления дефекта «ребристость» позволяют разработать и внедрить технические рекомендации для оптимизации процесса дрессировки с целью снижения брака.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

В работе произведен анализ причин появления дефекта "ребристость" при дрессировке автомобильного листа и методов устранения данного дефекта при дрессировке.

Установлено, что ни одним из известных способов дрессировки на одноклетьевых прокатных станах невозможно добиться одновременно высокой скорости дрессировки и устранить появление дефекта "ребристость".

На основании теоретических и экспериментальных исследований разработаны рекомендации для снижения доли проката, отсеиваемого по дефекту "ребристость" в низший сорт.

Выполненная работа позволяет сделать следующие выводы:

1. Изучение литературных и экспериментальных данных по изучению дефекта "ребристость" позволило определить точечные параметры данного дефекта и вывести математический критерий для его определения и численной характеристики.

2. Дефект "ребристость" тонкой холоднокатаной листовой стали обусловлен только продольной волнистостью ее поверхности без изменения толщины. Контрастность его наблюдения характеризуется инструментально измеряемым параметром - наибольшей высотой неровностей волнистости Wmax. При Wmax < 5 мкм дефект "ребристость" не проявляется после окраски поверхностей на заводах автомобильной промышленности.

3. Математически описан механизм образования дефекта «ребристость» дрессируемой листовой стали вследствие периодических смещений осей рабочих валков перпендикулярно направлению дрессировки.

4. Разработана методология устранения вышеозначенного дефекта при дрессировке. Конкретные параметры режимов прокатки, исключающих вибрации, на каждом стане могут быть различными, однако методология их устранения является общей для всех станов и заключается в том, чтобы в рабочей клети были проведены следующие технические мероприятия:

- увеличить частное относительное обжатие до предела, установленного с учетом ограничений по усилию, мощности прокатки и критериям, связанным с качеством продукции;

- увеличение коэффициента (показателя) трения на границе контакта валков с металлом;

- уменьшение разности переднего и заднего натяжений полосы.

5. Результаты данной работы позволят в будущем модернизировать автоматическую систему регулирования параметров прокатки с целью оптимизации получаемого результата.

Разработанная методика уже подготовлена и в данный момент готовится к внедрению в ЛПЦ №5 ОАО "ММК".

Результаты данной работы позволяют повысить производительность дрессировочного стана без снижения качества продукции, что в свою очередь снижает себестоимость готового продукта. Экономический эффект по 2005 году составляет 200 тысяч рублей.

1. Третьяков А.В. Дрессировка и качество тонкого листа / А.В. Третьяков, Е.М. Третьяков, Г.Н. Мигачева. М.: Металлургия, 1977. - 232 с.

2. Мазур В.Л. Управление качеством тонколистового проката / В.Л. Мазур, A.M. Сафьян, И.Ю. Приходько, А.И. Яценко. К.: Техшка, 1997. - 384 с.

3. Hani, К.: Untersuchung hochfrequenter Storschwingungen an schnell laufendeh Kaltwalzanlagen / Umformtechnische Schriften Band 28, Verlag Stahleisen (1991).

4. Hani, K.: VDI Berichte / (1992) Nr. 957, S. 203/217.

5. Kolpakov, S. S.; Pimenov, V. A.; Tsukanov, Yu. A.; Rubanov, V. P.: Steel in Translation 23 (1993) Nr. 1, S. 31/37.

6. Groothunen, L. C; van Egmond, L. JL; van Steden, G.: La Revue de Metal-lurgie Juin (1992), S. 571/577

7. Imai, 1.; Kikuma, Т.; Tsuzuki. N.; Toshimitsu, Т.; Matsamoto, H.; Uehori, Y.: Study on a jumping phenomenon in wet temper rolling of annealed tin-plates with light reduction. Int. Conf. on Steel Rolling 2 (1980), S. 1203/1214.

8. Paton, D. L; Critchley, S.: 1 & SM (1985) Nr. 3, S. 37/43.

9. Critehley, S.; Paton, D. L.: Tandem Mill Vibration. Proc. Intern. Steel Rolling Conf., Deauville (1987), E. 12. 1-12. 6.j. 10. Moore, J. M.: Development of a High Frequency Active Vibration Damping

10. System for Cold Reduction Mills. ECSC Agreement 7210. EA/D2. 5/92 (1994).

11. Roberts, W. L: Third-octave-mode chatter in the cold rolling of light gage strip. Int. Conf. on Steel Rolling 2 (1980), S. 1215/1224.

12. Tlusty, J.; Chandra, M.; Critehley, S.; Paton, D. L: Annals of the C1RJP 31 (1982) Nr. 1, S. 195/199.

13. Chemeux, L; Fischbach, J. -P.; Gouzou, J.: Iron and Steel Engineer (1984) Nr. II, S. 17/26.

14. Tamiya, Т.; Furui, K.; lida, H.: Analysis of chattering phenomenon in cold rolling. Int. Conf. on Steel Rolling 2 (1980),1. S. 1191/1202.

15. Yarita, I.; Furukawa, K.; Seino, Y.; Takimoto, Т.; Nakazato, Y.; Nakagawa, K.: Transactions ISIJ, 18 (1978),1. S. 1/10.

16. Misonoh, K.: Journal Japan Society for Technology of Plasticity. 21 (1980) Nr. 11, S. 1006/1010

17. Pawelski, O.; Rasp, W.; Friedewald, K.: Stahl und Eisen 108 (1988) Nr. 7, S. 323/328.

18. Roberts, W. L: Iron and Steel Engineer (1978) Nr. 10, S. 41/47.

19. Ando, N.; Katsutani, R.; Koga. K.; Toyota, H.: Journal Japan Society for Technology of Plasticity 16 (1975) Nr. 1, S. 78/84.

20. Gasparic, J. J.: Iron and Steel Engineer (1991) Nr. 2, S. 27/29.

21. Nessler, G. L.; Cory, J. F.: Iron and Steel Engineer 70 (1993) Hr 1, S. 40/45.

22. Markworth, M.; Nettelbeck, L.; Ungerer, W.: Betriebsforschungsinstitut (BFI), Bericht Nr. V 4. 31. 005 (1996).

23. Betriebsforschungsinstitut (BFI), Tatigkeitsbericht 1995/96

24. Loose, J. Schmierungstechn., 1975, 6, Nr. 9, S. 257—61.

25. Strandel 1, P. O. Neue Hutte, 1968, 13, Nr. 12, S. 726—29.

26. Lueg, W. Ind.-Anz, 1960, 82, Nr. 5, S. 661— 63. V

27. Kienzle, O. Grundlagen einer Typologie metallhcher Oberflachen. Berlin West. u. a.: Springer—Verb, 1965, S. 59—80.

28. Dehne, W. Untersuchung iiber den EinfluP der Ober-flachenstruktur auf die Reibung. Clausthal 1973. (Dr-Ing.-Diss. TU Clausthal.)

29. Zelikow A. I. Lehrbuch des Walzwerksbaus. Berlin 1957

30. Злов В.Е. Топографический характер дефекта «Ребристость» / В.Е. Злов, А.П. Буданов, А.И.Антипенко, В.К. Белов // Совершенствование технологии на ОАО «ММК»: Сборник трудов ЦЖ, вып. 3. Магнитогорск, 1999. С. 177-180.

31. Илькун В. И. Распределение и классификация дефектов жести / В. И. Илькун, В. И. Куликов, А. А. Карабалин // Сталь. 2001. - №12. - С. 34-37.

32. Хофман В. Уменьшение ряби при дрессировке стальных полос / В. Хофман, X. Айгнер // Черные металлы. 1998. - №1. - С. 85-89

33. Ананьевский М. Г. Ребристость на поверхности автомобильного листа / М. Г. Ананьевский, М. А. Беняковский, Е. П. Сергеев, В. В. Рыжов // Сталь.- 1973,-№9.-С. 82-83

34. Беняковский М. А. Качество поверхности автомобильного листа / М. А. Беняковский. М.: Металлургия, 1969. - 85 с.

35. Ананьевский М. Г. Ребристость на поверхности автомобильного листа / М. Г. Ананьевский, М. А. Беняковский, Е. П. Сергеев, В.В. Рыжов // Сталь.- 1973.-№9.-С. 82—83.

36. Куприн М. И. Влияние параметров шлифовки рабочих валков стана холодной прокатки на возникновение дефекта «ребристость» / М. И. Куприн // «Бюллетень ЦИИН». 1971. - № 1. - С. 43—44.

37. А. В. Праздников, И. И. Леепа, К. С. Логинова, А. П. Качайлов «Пути устранения ребристости на поверхности холоднокатаных листов» // «Металлургическая и горно-рудная промышленность», 1976 г., № 2, с. 18-21

38. Часовников Л. Д. «Передачи зацепления». // М., Машгиз, 1961 г., с. 17

39. Э. А. Гарбер, В. П. Наумченко, А. В. Кожевников, С. И. Павлов «Устранение вибраций в рабочих клетях станов холодной прокатки путем коррекции энергосиловых параметров». // М., «Сталь», 2003 г., №9, с.79-82

40. Целиков А.И., Гришков А.И. Теория прокатки. М.: Металлургия, 1970. С. 358

41. Теория обработки металлов давлением: Вариационные методы расчета усилий и деформации // И.Я. Тарновский, А.А. Поздеев, О.А. Ганаго и др.: Под ред. И.Я. Тарновского М.: Металлургиздат, 1963. 672 с.

42. Грузев А.П. Теория прокатки: Учебник для вузов. М.: Металлургия, 1988.240с.

43. Целиков А.И., Гришков А.И. Теория прокатки. М.: Металлургия, 1970. 358 с.

44. Илюшин А.А. Пластичность. Основы общей математической теории. М.; Изд-во АН СССР, 1963. 271 с.

45. Илюшин А.А. Механика сплошной среды. М.: Изд-во МГУ, 1978. 287 с.

46. Качалов Л.М. Основы теории пластичностию М.: Наука, 1969. 420 с.

47. Соколовский В.В. Теория пластичности. М.: Высшая школа, 1969. 608 с.

48. Губкин С.И. Пластическое деформирование металлов: В 3-хтомах. М.: Металлургиздат, 1961.

49. Смирнов-Аляев Г.А. Сопротивление материалов пластическому деформированию. М.: Машгиз, 1961. 296 с.

50. Смирнов-Аляев Г.А. Элементарные основы теории обработки металлов давлением. М.: Машгиз, 1957. 163 с.

51. Смирнов-Аляев Г.А. Механические основы пластической обработки металлов. М.: Машиностроение. 1968. 272 с.

52. Теория обработки металлов давлением: Вариационные методы расчета усилий и деформаций // И.Я.Тарновский, А.А.Поздеев, О.А.Ганаго и др.: Под ред. И.Я.Тарновского. М.: Металлургиздат, 1963. 672 с.

53. Пластическое формоизменение металлов / Гун Г.Я., Полухин П.И., По-лухин В.П. и др. М.: Металлургия, 1968. 416 с.

54. Гун Г.Я. Математическое моделирование процессов обработки металлов давлением. М.: Металлургия, 1983. 352 с.

55. Колмогоров В.Л. Напряжения. Деформации. Разрушение. М.Металлургия, 1970. 230 с.

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

57. Прагер В., Ходис Ф.Г. Теория идеально пластических тел: Пер. с нем. М.: Изд-во иностранной литературы, 1956. 398 с.

58. Прагер В. Введение в механику сплошных сред: Пер. с нем. М.: Изд-во иностранной литературы, 1963. 311 с.

59. Унксов Е.П. Инженерные теория пластичности. М.: Машгиз, 1959, 328 с.

60. Унксов Е.П. Инженерные методы расчета усилий при обработке металлов давлением. М.: Машгиз, 1955, 278 с.

61. Теория пластических деформаций металлов / Унксов Е.П., Джонсон У., Колмогоров B.J1. и др. М.Машиностроение, 1983. 598 с.

62. Целиков А.И. Теория расчета усилий в прокатных станах. М.: Метал-лургиздат, 1962. 494 с.

63. Шофман J1.A. Теория и расчеты процессов холодной штамповки. М.: Машиностроение, 1964. 375 с.

64. Закс Г., Гоффман О. Введение в теорию пластичности для инженеров. М.: Металлургиздат, 1957. 121 с.

65. Алышевский JI.E. Тяговые усилия при холодном волочении труб. М.: Металлургиздат, 1952. 134 с.

66. Томленов А.Д. Теория пластического деформирования металлов. М.: Металлургия, 1972. 408 с.

67. Хилл Р. Математическая теория пластичности. М.: ГИТТЛ, 1956. 407 с.

68. Перлин И.Л. К выводу формулы Зибеля при осаживании круглого цилиндра//Вестник машиностроения, 1958. №2, с 44-45.

69. Сторожев М.В., Попов Е.А. Теория обработки металлов давлением. М.: Машиностроение, 1971. 424 с.

70. Выдрин В.Н., Федосиенко А.С., Крайнов В.И. Процесс непрерывной прокатки. М.: Металлургия, 1970. 286 с.

71. Выдрин В.Н. Динамика прокатных станов. Свердловск, 1960. 255 с.

72. Выдрин В.Н., Тумаркин В.Я. Теоретические основы асимметричной прокатки в гладких валках // в сб.: Теория и технология прокатки. Челябинск: ЧПИ, 1968. с.47-57

73. Степанский Л.Г. К расчету усилий и деформаций при обработке металлов давлением // Кузнечно-штамповочное производство, 1959. №3. с. 13-18

74. Зенкевич О., Морган К. Конечные элементы и аппроксимация : Пер. с англ. М.: Мир, 1986.318 с.

75. Оден Дж. Конечные элементы в нелинейной механике сплошных сред: Пер. с англ. М.: Мир, 1976. 463 с.

76. Норри Д. де Фриз Ж. Введение в метод конечных элементов: Пер. с англ. М.: Мир, 1981.304 с.

77. Целиков А.И., Гришков А.И. Теория прокатки. М.: Металлургия, 1970. 358 с.

78. Грузев А.П. Теория прокатки: Учебник для вузов. М.: Металлургия, 1988.240 с.

79. Коцарь C.JI. Разработка теоретических основ динамики процесса прокатки с целью повышения точности полос и эффективности работы прокатных станов: Дисс. Докт. Техн. Наук, Липецк, 1983. 167 с.

80. Синицын В.Г. Несимметричная прокатка листов и лент. М.: Металлургия, 1984. 167 с.

81. Третьяков А.В., Трофимов Г.К., Гурьянова М.К. Механические свойства сталей и сплавов при пластическом деформировании. М.: Машиностроение, 1971. 63 с.

82. Третьяков А.В., Трофимов Г.К., Зюзин В.И. Механические свойства металлов и сплавов при обработке давлением. М.: Металлургия, 1964. 222 с.

83. Крагельский И.В. Трение и износ. М.: Машиностроение, 1968. 480 с.

84. Грудев А.П. Внешнее трение при прокатке. М.: Металлургия, 1973. 288 с.

85. Грудев А.П., Зильбер Ю.В., Тилик В.Т. Трение и смазки при обработке металлов давлением. Справ. Изд. М.: Металлургия, 1982. 312 с

86. Контактное трение в процессах обработки металлов давлением // Куз-нечно-штамповочное производство, 1959. №3, С. 13-18.

87. Дьяконов Владимир, Mathcad 2000 : учебный курс / В.Дьяконов СПб; Харьков; Минск; Питер, 2000 - 592 с: ил

88. Белов В.К., Леднов А.Ю. Автоматизированный комплекс для исследования микротопографии поверхности — АКИМП // Автоматическое управление металлургическими процессами: Межвуз. сб. науч. тр. Магнитогорск, 1996. С. 79-85

89. Лоповок Т.С. Волнистость поверхности и ее измерение. М.: Изд-во стандартов. 1973, 184 с.

90. Протодъяконов М.М., Тед ер В.И. Методика рационального планирования эксперимента // М.: Наука, 1970. 74 с.

91. Адлер Ю.П., Маркова Е.В. Планирование эксперимента при поиске оптимальных условий // М.: Наука, 1976. 279 с.