Белан Ольга Анатольевна – канд. техн. наук, доцент кафедры механики, ФГБОУ ВО «Магнитогорский государственный технический университет им. Г.И. Носова», г. Магнито-горск, Россия.


Чтобы посмотреть этот PDF файл с форматированием и разметкой, скачайте его и откройте на своем компьютере.

3


СОДЕРЖАНИЕ


Сычков А.Б., Малашкин С.О., Камалова Г.Я.,

Шекшеев М.А., Барышников М.П., Ишимов А.С.

Физическое моделирование режимов воздушного охлаждения

бунтового проката на установке
GLEEBLE

3500........................................................
.........
..

5


Энергосиловые параметры процесса волочения круглых прутков.....................................
..

10

Харитонов В.А., Усанов М.Ю., Сметнёва Н.Ю.

Проектирование маршрутов волочения проволоки

для изготовления клапанных пружин....
...............................................................................
...

16

Головизнин С.М.


-
элементное моделирование волочения проволоки

с различной кратн
о
стью


22

Усанов М.Ю.

Проектирование маршрутов волочен
ия в монолитных волоках

на основе анализа напряженного состояния проволоки

в очаге деформ
а
ции
...

26

Галлямов Д.Э., Харитонов В.А.

Совершенствование процес
са волочения

высокоуглеродистой проволоки на основе применения

модульно
-
комбинированного способа...................................................................................
..

31

Брюханов И.Ю., Головизнин С.М.

режимы в
о
лочения

стальной проволоки


35

Петров И.М.

Сравнение требований отечественных и

зарубежных стандартов на низкоуглеродистую

бунтовую арматурную сталь...................................................................
................................
..

39

Ширяев О.П., Корчунов А.Г., Пивоварова К.Г.

Моделирование технологических процессов

метизного производства в условиях неопределенности

исходных данных.................................................................
....................................................
..

45

Белан А.К., Некит В.А., Платов С.И.,

Огарков Н.Н., Белан О.А.

Определение ус
и


50

Голубчик Э.М., Медведева Е.М., Мартынова Т.Ю.


Исследование инновац
ионной технологии


производства горячекатаной

травленной дрессированной ле
н
ты
...

59

..

65

Reports

..

69

Сведения об авторах
...

7
3

T infoion bou  uo...

7
5


4


CONTENTS


Sychkov

A
.
B
.,
Malashkin

S
.
O
.,
Kamalova

G
.
Ya
.,

Shecsheev

M
.
A
.,
Baryshnikov

M
.
P
.,
Ishimov

A
.
S
.

Physical simulation of modes of air
-
cooling wire rod in coils on setting gleeble 35
00...............

5

Parshina A.A.

Power and force parameters of round barsdrawing pro
c

.....

10

Kharitonov V.A., Usanov M.Yu., Smetnyova N.Yu.

Design of the drawing route for pr
o
ucion of vlv ing wi

16

Goloviznin S.M
.


Finite element modeling of wire drawing with different number of stages
.

22

Usanov M. Yu.


Design of route drawing in monolithic dies based on stress state

of wire in the defo
r
mation zone


26

Gallyamov D.E., Kharitonov

V.A.

The paper considers the main ways of making wire. Shows the advantages

h
ods of drawing
.

31

Bryukhanov I.Yu., Goloviznin S.M.

The study of wire drawing die angle effect on steel wire dra
w
ing regime
...

35

Petrov I
.
M
.

Comparison the norms of Russian and foreign standards on low
-
carbon

coiled steel for rei
n
forcement


39

Shiryev O.P., Korchunov A.G.,
Pivovarova K.G.


unce
r
tainty

..

45

Belan A.K., Nekit V.A., Platov S.I.,

Ogarkov N.N., Belan O.A.

D
etermining force
s

at transverse extruding
..

50

Golubchik E.M., Medvedeva E.M., Martinova T.J.

Development of innovative techno
l
ogy of produc
tion of hot
-
rolled etched tap
e
.

59

Рефераты
..

65

Reports

..

69

Сведения об авторах
...

7
3

T infoion bou  uo


7
5







5


УДК 621.771.25:669.017:669.15


ФИЗИЧЕСКОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ РЕЖИМОВ ВОЗДУШНОГО

ОХЛАЖДЕНИЯ БУНТОВОГО ПРОКАТА НА УСТАНОВКЕ
GLEEBLE

3500


Сычков А.Б., Малашкин С.О., Камалова Г.Я.,

Шекшеев М.А., Барышников М.П., Ишимов А.С.


ФГБОУ ВО Магнитогорский госу
дарственный технический университет

им. Г.И. Носова, г. Магнитогорск
, Россия


Введение


Основными технологическими параметрами двустадийного охлаждения на линии
Ste
l
mor

является температура аустенитизации, эквивалентная на линиях
Stelmor

температуре
витко
образования, и ск
о
рость охлаждения на воздушной стадии охлаждения с применением
интенсивного вентиляторного во
з
духа. Температура аустенитизации варьируется в пределах
900
-
980
о
С. Скорость охлаждения на повер
х
ности бунтового проката на стандартных линиях
St
elmor

невысокая
-

до 15
-
20
о
С/с. При этом слои металла от поверхности к центру попере
ч
ного сечения охлаждаются в меньшей степени. В соо
т
ветствии с этим, в разных участках по
радиусу формируется и различная микроструктура. С увеличением диаметра высокоуглер
о
дистого проката это выражается в снижении степени сорбитизации металла к середине сеч
е
ния. Эта проблема исходит от маломощности вентиляторных систем воздушного охлажд
е
ния действующих линий двустадийного охлаждения. Поэтому не всегда удается равн
о
мерно
ох
ладить прокат по поперечному сечению, особенно крупных диаметров, а в структуре пр
и
сутствуют избыточное содержание нежелательных структур феррита или цементита. Всле
д
ствие вышеуказанного, актуален вопрос о модернизации действующего оборудования на л
и
нии
St
elmor

в направлении увеличения мощности и эффективности распределения возду
ш
ных потоков по ширине транспортера витков с повышением КПД воздушной системы о
х
лаждения примерно с 30 до 95 % 1
-
8].

В процессе двустадийного охлаждения на линии
Stelmor

необ
ходимо выбрать раци
о
нальный режим охлаждения проката на водяной и воздушной стадиях охлаждения, а именно,
температуру виткообразования аустенитизации и скорость воздушного охлаждения при
вентиляторном охла
ж
дении.

В настоящей статье рассмотрен актуальный

вопрос получения путем интенсивного
воздушного охлаждения однородной сорбитизированной структуры и свойств высокоугл
е
родистого проката в бунтах большого диаметра 16 мм. Для этого использовалс
я

способ ф
и
зического моделирования на установке температурно
-
деформационного имитационного м
о
делирования
GLEEBLE

3500 [9
-
11].


Теория, материалы и методы исследования,

технические и технологические разработки


Предметом исследования является прокат в бунтах большого диаметра до 16 мм для
изготовления профилирова
нной проволоки диаметром 9,6 мм низкой релаксационной сп
о
собности для армирования железобетонных шпал нового поколения 12 из микролегирова
н
ной бором стали марки 80Р. Для такого проката в бунтах требуется максимально возможное

6

наличие в структуре сорбитоо
бразного перлита 1 балла по ГОСТ 8233
-
56, однородно и ра
в
номерно распределенного по поперечному сечению проката. Это может быть обеспечено и
н
тенсивным и равномерным воздушным охлаждением на линии
Stelmor
. Однако, традицио
н
ная технология термической обработ
ки ТО катанки диаметром 16 мм из стали марки 80Р на
линии стандартный lo в условиях ОАО Магнитогорский металлургический комб
и
нат представляет собой водяное охлаждение до температуры виткообразования аустенит
и
зации 840
-
880
о
С с дальнейшим возду
шным вентиляторным охлаждением витков катанки
15
-
тью вентиляторами мощностью по 110 кВт при скорости роликового транспортера 0,15
м/с. Такой вариант технологии ТО не обеспечивал получения однородной структуры сорб
и
тообразного перлита 1 балла по ГОСТ 8233
-
5
6
,

в связи с низкими мощностью и КПД вент
и
ляторных систем. На практике микроструктура проката состоит на поверхности из перлита 1
балла в количестве 30
-
40 %, а в центре сечения
-

10
-
20 %. Требования НД


обеспечение к
о
личества сорбитообразного и тонкодиспе
рсного перлита по всему сечению в количестве не
менее 70 %. Нами были предоставлены рекомендации, заключающиеся в увеличении темп
е
ратуры аустенитизации до 950
-
980
о
С
;

скорости роликового транспортера до 0,5
-
0,8 м/с и з
а
меной вент
и
ляторов на новые мощность
ю до 200
-
220 кВт с КПД 90
-
95 % вместо 30
-
35 %,
которые должны обеспечить тр
е
буемый эффект 4
-
6].

Проверку эффективности предложенной технологии термической обработки катанки на
линии lo осуществляли при помощи физического моделирования параметров так
ой о
б
работки на уст
а
новке
Gleeble

3500 в условиях НИИ Наносталей МГТУ им. Г.И. Носова.

Алгоритм охлаждения опытных образцов на установке
Gleeble

3500 внешний вид и
испытательная к
а
мера установки см. в работах 9
-
11 следующий:

1. Тип и размеры испыта
тельного образца представлен на
рис. 1
. Допускается обточка
образца диаметром 16 мм до минус 2 мм для обеспечения геометрии профиля для надежного
захвата концов образца в гор
и
зонтальной плоскости медными зажимами установки.





Рис. 1. Схема испытательно
го образца бунтового проката

диаметром 16 мм для установки
Gleeble

3500


2. Для замера температурно
-
временных параметров нагрева и охлаждения опытных о
б
разцов к центральной части цилиндрической части поверхности в просверленные по зада
н
ной схеме отверстия

посередине сечения или с торцевой части привариваются хромель
-
алюмелевые термопары, места приварки теплоизолируются специальным кле
я
щим огн
е
упорным составом.

3. Режимы нагрева и охлаждения испытательных образцов были следующие:

-

время нагрева до температ
уры 980
о
С составляло до 4 мин;

-

время выдержки при указанной выше температуре


2
-
4 мин;


7


-

интенсивность охлаждения серединного сечения варьировалась давлением воздуха,
равного

20,

30,

40 и


60
psi


соответственно


140, 210, 280 и 420 Па, что обе
спечивало
следующие скорости охлаждения повер
х
ностного слоя


примерно 15
-
32, 20
-
39, 23
-
43 и 25
-
47
о
С/с.

Типовые кривые охлаждения испытательных образцов представлены на
рис. 2
. Диап
а
зон температур ф
а
зовых превращений с теплом рекалесценции составил 550
-
6
25
о
С.

Данное исследование проводилось с целью определения оптимальной интенсивности
охлаждения, при которой достигается однородная структура по сечению проката. Было ос
у
ществлено несколько опытных реж
и
мов.

Режим 1 
рис. 3
: электроконтактный нагрев
-

до 9
80

о
С, выдержка
-

2 мин и охлажд
е
ние
-

со скоростью 24
о
С/с. Такой режим охлаждения приближен к требуемой интенсивности
охлаждения при производстве катанки из стали марки 80Р. На поверхности поперечного с
е
чения катанки наблюдаются колонии перлита 1 балла в

количестве 60
-
70 %, окруженные р
а
зорванной сеткой феррита и небольшими участками феррита в виде игл по границам кол
о
ний. В центре сечения доля перлита перв
о
го балла составляет 60
-
70 % с наличием перлита 2
-
3 балла и уч
а
стками феррита.


Рис. 2. Кривые охла
ждения опытных образцов проката

в бунтах

диаметром 16 мм




а

б

Рис. 3. Микроструктура стали марки 80Р, охлажденной по режиму № 1:

а


поверхность
;

б


ц
ентр


8

Режим 2 
рис. 4
: электроконтактный нагрев
-

до 980
о
С, выдержка
-

2 мин и охлажд
е
ние со ско
ростью 31
о
С/с. На поверхности доля перлита 1 балла составляет 70
-
80 %, н
а
блюдается разорванная ферритная сетка. В центре доля перлита равняется 60
-
70 % с налич
и
ем перлита 2
-
3 балла и участками феррита.



а


б


Рис.
4
.

Микроструктура стали марки 80Р, охлажденной по режиму № 2:

а


поверхность, б


центр


Режим 3 
рис. 5
: электроконтактный нагрев
-

до 980

о
С, выдержка
-

2 мин и охлажд
е
ние со скоростью 41
о
С/с. На поверхности доля перлита 1 балла


70 %, 10 % перлита
2 ба
л
ла, 10 % троостосорбит и наблюдается разорванная сетка феррита и участки бейнита. В це
н
тре доля перлита соста
в
ляет 60
-
70 % с наличием перлита 2
-
3 балла и участками феррита.




а


б


Рис. 5. Микроструктура стали марки 80Р,

охлажденной по режиму № 3:

а


поверхность
;

б
-

центр


Скорость воздушного охлаждения, равная 24, 31 и 41
о
С/с обеспечивается на установке
Gleeble

3500 давлением воздушного обдува на уровне 20, 30 и 40
psi

140, 210 и 280 Па, с
о
ответственно.

Опробование
предложенных режимов по результатам физического моделирования и
металлографический анализ 
рис. 6
 показали, что по сравнению с резко неоднородной
структурой проката диаметром 16 мм, произведенной по традиционной схеме обработки
на линии lo
(
t
в/у
= 840
-
880
о
С,
V
тр
 0,15 м/с, в р
а
боте 14 вентиляторов и измененной
технологической схемой 
t
в/у
= 840
-
880
о
С,
V
тр
 0,15 м/с, все вентиляторы отключены


фактически

это

режим прокатной нормализ
а
ции, опытный режим 
t
в/у
= 900
-
940
о
С,
V
тр
=

9

0,5
-
0,8 м/с, в работе 14 вентиляторов с максимальной нагрузкой характеризуется макс
и
мальной однородностью структуры, высокой дисперсностью перлита: межпластинчатое ра
с
стояние в перлите по режимам, соответственно составило 0,28 мкм при прокатной нормал
и
зации;

0,23 мкм при скорости транспортера 0,5 м/с и повышенной температурой виткообр
а
зования и охлаждении вентиляторами; 0,15 мкм при скорости транспортера 0,8 м/с и пов
ы
шенной температурой виткообразования и охлаждении вентиляторами 4, 5.
















а
)








б
)


Рис. 6. Микроструктура стали марки 80Р:

а микроструктура по действующему режиму охлаждения 0,30 мкм;

б микроструктура по рекомендованному режиму охлаждения 0,15 мкм


Результаты исследования

и их обсуждение


Проведенное физическое моделирование бунтового проката диаметром 16 мм из стали
марки 80Р установило, что оптимальное охлаждение происходит с интенсивностью 31
о
С/с,
когда в долевом соотношении разница количества перлита 1 балла между пов
ерхностью и
центром составляет не более 10 %. При

э
том данная интенсивность охлаждения обеспеч
и
вает наибольший процент диффузионного превращения в структуре 60
-
80 %. Наличие
прожилок феррита свойственно стали эвтектоидного состава после эффективног
о охлажд
е
ния. Кроме того, режим № 2 является наилучшим, с точки зрения отсутствия трооститных и
бейнитных участков, которые ухудшают пластические свойства проката, в отличие от реж
и
ма № 3.


Заключение


Физическим моделированием на установке
Gleeble

3500 оп
ределен эффективный р
е
жим во
з
душного охлаждения катанки диаметром 16 мм из высокоуглеродистой стали марки
80Р, обеспечивающий наличие в структуре однородного разброс количества перлита перв
о
го балла в поверхностных слоях и центре поперечного сечения прок
ата не более 10 % ме
л
кодисперсного сорбитообразного перлита, который обладает оптимальным сочетанием
прочностных и пластических характеристик, высокой способн
о
стью к деформированию. При
производстве катанки

из стали марки 80Р крупного диаметра до 16 мм
необходимо обесп
е
чить интенсивное воздушное охлаждение со скоростью порядка 31
о
С/с с температуры а
у
стенитизации 980
о
С.

Эффективность физического моделирования подтверждена опытно
-
промышленным
опробованием пре
д
ложенных режимов ТО.


10


Список литературы


1.

Повышение равномерности охлаждения витков катанки на роликовом транспортере
современного проволочного стана / А.А. Горбанев, В.В. Филиппов, С.М. Жучков и др. // М
е
таллургическая и го
р
норудная промышленность. 2002. № 3. С. 44
-
47.

2. Евтеев Е.А., Клековкин
А.А., Подольский Б.Г. Реконструкция участка воздушного
охлаждения ката
н
ки стана 150 // Сталь. 2010. № 3. С. 63
-
66.

3. Участок


охлаждения


катанки


/

Е.А. Евтеев,

А.А. Горбанев,

Б.Г. Подольский

и

др.

П
а
тент


РФ

№ 2116849 от 10.08.1998. 7 с.

4. Ус
овершенствование сквозной технологии производства бунтового проката из стали
марки 80Р в условиях ОАО ММК / А.Г. Корчунов, В.А. Бигеев, А.Б. Сычков и др. // Вес
т
ник Магнитогорского государс
т
венного технического университета им. Г.И. Носова. 2013. №
2 (42
. С. 29
-
35.

5. Особенности

технологии

производств

высокоуглеродистой катанки / А.Б. Сычков,

В.В. Парусов,

Ю.А. Ивин и др.


// Вестник

Магнитогорского

государственного

техническ
о
го


универс
и
тета

им. Г.И. Носова. 2014. № 145. С. 38
-
42.

6. Сычков

А.Б., Малашкин С.О., Жигарев М.А. Развитие устройств и способов для
термической обр
а
ботки катанки // Сталь. 2015. № 10. С. 50
-
54.

7. Парусов В.В., Сычков А.Б., Парусов Э.В. Теоретические и технологические основы
производства


в
ы
сокоэффективных

видов

катанки. Днепропетровск: АРТ
-
ПРЕСС, 2012.
376 с.

8. Металлургические и металловедческие аспекты производства высокоуглеродистой
катанки. Магнит
о
горск: Изд
-
во Магнитогорск. гос. техн. ун
-
та им. Г.И. Носова, 2014. 257 с.

9. Использование комплекса
Gleeble

3
500 для определения критических точек микрол
е
гированной стали 80Р / Д.М. Чукин, А.И. Мешкова, А.С. Ишимов, М.С. Жеребцов // Межд
у
нар. науч.
-
исследов. 2012. № 5
-
2 5. С. 131
-
133.

10. Рекомендации по снижению насыщения водородом металла слябов на основе р
е
з
ультатов физического моделирования / В.А. Бигеев, А.О. Николаев, А.Б. Сычков, М.А.
Шекшеев, Д.М. Чукин // М
е
таллург.
2016. № 2.
С
. 42
-
45.

of phys
i
cal modeling / V.A.

Bigeev, A.O. Nikolaev, A.B. Sychkov, M.A. Shecsheev, D.M. Chukin
2016.
Vol
. 60.
Issue

1
-
2,
May
.
P
. 164
-
169.

12. Производство высокопрочной стальной арматуры для железобетонных шпал нового
пок
о
ления / Под общей редакцией М.В. Чукина. М.:
Металлургиздат, 2014. 276 с.


УДК 621.778.371


ЭНЕРГОСИЛОВЫЕ ПАРАМЕ
ТРЫ ПРОЦЕССА ВОЛОЧЕН
ИЯ КРУГЛЫХ ПРУТКОВ


Паршина А.А.


ФГАОУ ВО УрФУ имени первого Президента России Б.Н. Ельцина.

г. Екатеринбург, Ро
с
сия.


Определение энергосиловых параметров волочения

необходимо для проектирования
этого процесса, и, в частности, для построения маршрутов волочения, определения запаса
прочности конца пру
т
ка, выходящего из волоки, нахождения и минимизации энергозатрат,

11

определения параметров рабочего инструмента и выбора

параметров волочильного стана. К
энергосиловым параметрам процесса волочения относятся,

как известно,

мощность, затр
а
чиваемая на деформацию металла, значение которой необходимо для оценки


энергоэффе
к
тивности

процесса, а также усилие и продольное напря
жение вол
о
чения 1.

В большинстве известных работ 2 определение продольного напряжения волочения
выполняют следующим образом. Устанавливают связь между главными радиальными и
нормальными напряжениями на контактной поверхности, определяют сумму проекций
пр
о
дольных сил, действующих на поверхности равных радиальных напряжений на ось вол
о
чильного канала записывают прибл
и
женное условие пластичности. Интегрируя полученные
уравнения в пределах геометрического очага деформации с учетом граничных условий, н
а
ходят

продольные напряжения волочения. В общем случае для анализа пр
о
цесса волочения
необходимо в отдельности нахождение составляющих полного усилия волочения, таких, как
сила контактного трения на границе металл

инструмент, сила, необходимая для пластич
е
ской д
еформации объема металла, и сила, необходимая для пластической деформации м
е
талла во внеко
н
тактных зонах очага деформации.

Поставленные выше задачи определения энергосиловых параметров и составляющих
полного усилия волочения могут быть решены на основе эне
ргетического метода
-

постро
е
ния уравнения энерг
е
тического баланса полной мощности для стационарных или работы
-

для нестационарных процессов обработки давлением.

При использовании этих методов возможен учет упрочнения материала и изменения
сил трения вд
оль контактной поверхности,
например
,
вследствие изменения условий смазки.
Применение метода энергетическ
о
го баланса показано на примерах осадки с кручением 3
безоправочного и оправочного волочения труб 4, 5.

Расчетная схема очага деформации 
см. рисун
ок
 включает размеры очага и скорости
течения металла. Введена ортогональная система координат

, а очаг деформации при в
о
лочении круглых прутков является осеси
м
метричным.

Вытяжку при волочении

находим в виде

,
приче
м

и

-

исходное загото
в
ка и конечное значения площади поперечного сечения пру
т
ка.



Схема очага деформации при волочении прутка


12


Уравнение метода энергетического баланса при волочении можно представить в виде
:


,







(1)


где

-

усилие волочения;

-

скорость тягового органа тянущей тележки или тянущего б
а
рабана;

-

сумма мощностей
, рассеиваемых в очаге пластической деформации.

Очаг деформации содержит зоны внеконтактной деф
ормации на входе и выходе из
геометрического очага деформации и объем металла, находящийся между указанными вн
е
контактными зонами, где происходит о
с
новная пластическая деформация.

Внеконтактные зоны имеют, как правило, криволинейное очертание, их величина
в р
а
диальном направлении и протяженность зависят от геометрии рабочего инструмента, вытя
ж
ки, коэффициента трения и др. Поскольку точное описание внеконтактных зон очага дефо
р
мации весьма сложно, то в теории обработки металлов давлением 1 принято их прибл
и
женное моделирование таким образом, что происходит срез металла по поверхностям входа
и выхода металла в очаге деформации 
см. р
и
сунок, точки А и В
, и скорость радиального
течения изменяется здесь скачком. Рассмотрим течение металла в очаге деформации, о
пр
е
делим скорости теч
е
ния и деформации.

Текущее изменение радиуса прутка вдоль очага деформации имеет вид
:


.





(2)


Тогда продольная скорость

перемещения металла в любом сечении очага деформ
а
ции опр
е
деляется из условия постоянства расход
а секундных объемов металла в виде
:


.




(3)


Условие несжимаемости, записанное через радиальную, окружную и осевую скорости
дефо
р
мации
,
, имеет вид 6


.





(4)


Связь скоростей течения и скоростей деформации находим в вид
е


.



(5)


По
д
ставив 5 в 4, получим дифференциальное уравнение


.





(6
)




n
i
i
N
1

13

Решение этого уравнения при учете соотношения 2 позволяет найти скорость рад
и
ального т
е
чения


.




(7)


Определим скорости радиального течения металла по линиям разрыво
в 
см. рисунок,
точки А и В
 при

и
, тогда получим


,





(8)


.




(9)


Полная мощность, рассеиваемая в очаге деформации, содержит сумму мощностей среза
на входе и выходе из очага деформации, мощность сил контактного трения и
мощность пл
а
стической деформации в геометр
и
ческом очаге деформации. Тогда вместо 1 запишем


,


(10)

где

и
-

предел текучести металла на сдвиг в плоскостях среза 
 и контактное к
а
сательное напряжение на границе

раздела металла и инструмента, соответственно;

-

в
е
личины радиального скачка скорости металла на линии разрыва скоростей;
-

пл
о
щади среза, площадь контакта металла с рабочим инструментом, и объем, охваченный пл
а
стической деформа
цией.

Для определения мощности сил среза на входе в очаг деформации запишем


,




(11)

а на выходе


,




(12)

где

и

-

сопротивление пластической деформации металла на сдвиг в исходном состо
я
нии и на выходе из очага деформаци
и.

Величину текущего значения сопротивления деформации можно найти, принимая, что
за переход вол
о
чения происходит упрочнение металла по линейному закону


=
.



14

Тогда, например, при

будет

,

где

-

коэффициент упрочнения металла.

Подставляя 8 и 9 в 11 и 12 и суммируя, получим


.


(13)


Находим мощность сил трения на контактной поверхности очага деформации в виде


,



(14)


где

-

текущее значение контактного напряжения тре
ния;
-

скорость течения металла
вдоль ко
н
тактной поверхности

металл


инструмент

.

В очаге деформации при волочении прутков возникают значительные контактные да
в
ления. В этом сл
у
чае величину контактных сил трения находим, используя закон Зибе
ля:
, причем

-

коэффициент контактного трения,

-

предел текучести материала.

Скорость течения

определим из равенства:


.





(15)


При решении полагаем постоянство коэффициента трения и нормального д
авления
вдоль контактной поверхности очага деформации. Подставив 15 и 2 в 14
,

имеем оконч
а
тельно



.





(16)


При определении мощности внутренних сопротивлений примем условие пластичности
Мизеса
. Находим, использ
уя зависимости 5, 3 и 7, компоненты скоростей дефо
р
мации сдвига. Вычислим, напр
и
мер,

в виде
:


.





(17)


Аналогично определим

и

. Интенсивность скоростей деформац
ий сдвига опред
е
лим, и
с
пользуя зависимость 3


.



(18)

s
T


r




15


С учетом осевой симметрии очага деформации и равенств
, можно получить 7


,



(19)

где
.

Для мощности внутренних сопротивлений запишем


.




(20)


Решение выполняем
, рассматривая волочение без противонатяжения. Необходимые
подстановки зав
и
симостей
T

и
H

20 позволяют найти


.




(21)


Полную мощность

получаем, суммируя 13, 16 и 21. Кроме того, учтем

раве
н
ства
,
,
.

Тогда получим окончательно


.



(22)


Определение мощности волочения позволяет с учетом производительности процесса
оценивать удельные энергозатраты. Усилие волочения
P

находим как отно
шение выражения
22 к скорости переднего конца прутка
, а продольное напряжение волочения находим в
виде:
. Полученные соотношения позволяют, в частности, найти также угол кону
с
ности во
локи, оптимальный по усилию волочения из уравн
е
ния
= 0.

Численные расчеты по этому уравнению показывают, что величина оптимального угла
волоки лежит в пределах
8
-
10º

и зависит от свойств

протягиваемого материала, коэфф
и
циента трения, вытяжки. Это позволяет для конкретных условий волочения выбирать знач
е
ние оптимального угла.


Список литературы


1. Воронцов А.Л. Теория и расчеты процессов обработки металлов давлением. М.:
МГТУ им. Ба
у
мана,

2014. Т.

1. 390 с.

2. Перлин И.Л., Ерманок М.З. Теория волочения. М.: Металлургия, 1971. 448 с.

3. Колмогоров В.Л., Богатов А.А., Мигачев Б.А.

Пластичность и разрушение. М.: М
е
1
PV
1
V
k
S
P

вол




P



16

таллургия, 1977. 336 с.

4. Шевченко А.А. и др. Совершенствование процесса и об
орудования для производства
холоднодефо
р
мированных труб. М.: Металлургия, 1979. 240 с.

5. Добров И.В. Развитие энергетического метода расчета силовых параметров процесса
волочения полосы в мон
о
литной волоке с противонатяжением // Производство проката. 2016
.


2. С. 36
-
44.

6. Качанов Л.П. Основы теории пластичности. М.: Наука, 1969. 420 с.

7. Колмогоров В.Л., Орлов С.И., Колмогоров Г.Л. Гидродинамическая подача смазки.
М.: М
е
таллургия, 1975. 256 с.


УДК 621.778


ПРОЕКТИРОВАНИЕ МАРШР
УТОВ ВОЛОЧЕНИЯ ПРОВО
ЛОКИ

ДЛЯ ИЗГОТОВЛЕНИЯ КЛА
ПАННЫХ ПРУЖИН


Харитонов В.А., Усанов М.Ю., Сметнёва Н.Ю.


ФГБОУ ВО  Магнитогорский государственный технический университет

им.

Г.И.

Носова, г. Магнитогорск, Россия


На сегодняшний день одним из широко распространенных в машинострое
нии изделий
являются пружины клапана двигателя внутреннего сгорания, изготовляемые из стальной
термически обработа
н
ной проволоки. Клапанные пружины, работающие в условиях резко
меняющихся динамических нагрузок, характеризуются высокой упругостью, сопротивл
ен
и
ем релаксации и ползучести, усталостной прочностью и циклической стойкостью. Для изг
о
товления данного вида пружин применяется проволока с высоким пределом упругости и
прочности на разрыв, повышенной усталостной прочностью и релаксационной стойкостью.
Из
отропность физико
-
механических свойств и структурная однородность пружинной пров
о
локи, упрочняемой закалкой с последующим отпуском, зависит не только от качества пров
е
дения заключительной термической обработки. Большое значение имеет режим предвар
и
тельной
холодной пластической деформации ПХПД


волочения. Получение равн
о
мерной
микроструктуры и механических свойств закаленно
-
отпущенной пружинной проволоки о
п
ределяется величиной суммарной ПХПД 1, а также степенью проработки сечения металла
при каждой прот
яжке, то есть зависит от единичных обжатий выбранного маршрута волоч
е
ния.

Составление маршрутов волочения проволоки на практике осуществляется, исходя из
пластичности металла, технических характеристик волочильных машин, геометрии и расп
о
ложения волок по р
азмерам, а также экономических соображений. Маршрут волочения до
л
жен обеспечить получение качественной проволоки с достаточным запасом прочности и
пластичности с максимально возмо
ж
ной производительностью и минимальными затратами.
При составлении маршрутов
необходимо учитывать зн
а
чение параметра неравномерности
деформации Δ


отношения средних характерных размеров клиновидной зоны деформации
2, 3, коэффициента запаса прочности
n
, а также энергозатрат для каждого блока волочил
ь
ного стана в процессе волочени
я. Параметр Δ характеризует геометрию очага деформации,
однако не позволяет определить напряженное состояние металла в зоне деформации. В н
а
стоящей работе предлагается использование коэффициента жесткости для оценки напряже
н
ного состояния металла в очаге д
еформации при составлении маршрутов волочения стальной
проволоки.


17

С целью определения рациональных условий ПХПД проволоки диаметром 4,80 мм,
предназн
а
ченной для последующей термической обработки, было проведено моделирование
процесса волоч
е
ния методом коне
чных элементов в программном комплексе
Deform
-
3
d
.

В качестве исходной заготовки при моделировании принята проволока диаметром 7,80
мм из стали марки 51ХФА с временным сопротивлением разрыву
Н/мм
2
. В данной
работе прои
з
ведено сравнение
процесса волочения проволоки

по маршруту
I
:

17,8 19,3 18,0 16,6 16,4 %


7,80
-

7,07
-

6,35
-

5,75
-

5,25
-

4,80 мм

и маршруту
II
:

21,7 21,8 21,6 20,9 %


7,80
-

6,90
-

6,10
-

5,40
-

4,80 мм.


Модели волок соответствуют форме 12 по ГО
СТ 9453. Угол рабочего конуса волоки
пр
и
нимался равным 12 градусов в соответствии с ГОСТ 9453, а также 8 и 6 градусов,
остальные

ге
о
метрические

параметры канала волоки не изменялись. В работе рассмотрено
6 комбинаций маршрутов вол
очения и углов рабочей зоны волоки. При расчетах в пр
о
граммном комплексе
Deform
-
3
d

проволока является пластическим объектом, волока


абс
о
лютно жестким. Коэффициент трения по Кулону между проволокой и волокой


0,08, ск
о
рость волочения


2,5 м/с.

В работ
е 4 С.И. Губкиным для изучения глубины проникновения деформации при в
о
лочении использован параметр
h



расстояние между конусами основных линий течения м
е
талла 
рис. 1
)


зона растяжения.

Для определения значения
h

в настоящей работе произведена оценка н
апряженного с
о
стояния металла в очаге деформации для каждой протяжки с помощью коэффициента жес
т
кости Смирнова
-
Аляева
η

5, рассч
и
тываемого по формуле

,







(1)

где

-

главные нормальные напряжения;

-

интенсивность главных напряжений.




Рис. 1. Схема расположения зоны растяжения
h


в очаге деформации при волочении


При отрицательных значениях коэффициента
η

схема напряженного состояния назыв
а
ется мягкой, в ней преобладают сжимающие

напряжения. При
η



0 схема напряженного
1100

В

i





3
2
1



i


18

состояния является жесткой, преобладают растягивающие напряжения. Значение
η

 0 с
о
ответствует состоянию чистого сдвига 5.

Также была произведена оценка вида напряженного состояния с применением коэфф
и
циента Ло
де
-
Надаи

6, определяемого по формуле

,







(2)

где

-

главные нормальные напряжения.

В случае

действует схема растягивающих напряжений,



сжимающих
н
а
пряжений,

-

отвечает состоянию чистого сдвига 6.

Величина
h

в очаге деформации см.
рис. 1
 определялась в месте максимального зн
а
чения коэффициента жесткости
η
max

по длине очага деформации. Установлено, что при вол
о
че
нии по маршр
у
ту
I

с уменьшением угла рабочей зоны волоки

значение
η

уменьшается
и в очаге деформации создается более равномерное напряженное состояние с преобладанием
сжимающих напряжений 
рис. 2
).

В случае, когда волочение ведется в

4 протяжки, более равномерное напряженное с
о
стояние создается при

(
рис. 3
).

По результатам моделирования построены графики 
рис. 4
, отражающие влияние ст
е
пени единичных обжатий

на изменение коэффициента жестк
ости
η

при различных у
г
лах рабочего конуса волоки
. Наиболее благоприятное, напряженное состояние обесп
е
чит применение волок с углом рабочего конуса
, создающим более мягкую схему с
преобладанием сжимающих н
апряжений.

С ростом единичных обжатий величина зоны растяжения в целом снижается при пр
о
тяжке через волоки с углом
, отсутствует при использовании волок с

и н
е
сколько повышается при
. Появл
ение зоны растяжения при
, вероятно, связ
а
но с тем, что конусы основных линий течения металла см.
рис. 1
 заходят один за другой, и
в месте их пересечения вновь образуется зона преимущественно растягивающих напряж
е
ний. Однако данное
предположение требует дополнительных исследований. Согласно пол
у
ченным при моделировании данным, угол
способствует минимизации зоны с прео
б
ладающими растягивающими напряжениями в очаге деформации, то есть созданию напр
я
женного состоян
ия с преимущественно сжимающими напряжениями см.
рис. 4
. Примен
е
ние волок с углом рабочего конуса

приводит к образованию в очаге деформации
зоны растяжения, максимальное значение которой достигает 2,6 мм при единичном обжатии
17,8

%. Дальнейшее повышение
, в целом, способствует уменьшению величины
h
.

Результаты расчета напряженного состояния в центральных слоях очага деформации
вдоль оси волочения с помощью коэффициента Лоде
-
Надаи

показ
ывают, что при ра
с
сматриваемых значениях единичных обжатий величина

для

лежит в диапаз
о
не 
-
1,00;
-
0,82, для



в диапазоне 
-
1,00;
-
0,73, а для



в диапазоне 
-
1,00;
-
0,80. Следовательно, действует схема преимущественно ра
с
тягивающих напряжений.




3
1
3
1
2
2











1




1




0




2

8
2



12
2



19



Рис. 2. Изменение коэффициента
η

по длине ОД

при различных значениях угла

при волочении по маршруту
I
:

а
-

; б
-

; в
-





Рис. 3. Изменение коэффициента
η

по длине ОД

при различных значениях угла

при волочении по маршруту
II
:

а
-

; б
-

; в
-




20



Рис. 4. Величина коэффициента
η

при различных значениях

и угла
:

а
-

; б
-

; в
-



Учитывая значения коэффициента жесткости
η

и велич
ину зоны растяжения
h
, наиб
о
лее р
а
циональным станет волочение проволоки по маршруту
I

с применением волок с углом
.

Расчетные значения коэффициента запаса прочности
n

для всех рассмотренных вариа
н
тов волоч
е
ния приведены на
рис. 5
. На
всех вариантах они находятся в допустимых пределах
и не являются огр
а
ничением для выбора.




Рис. 5. Расчетные значения коэффициента запаса прочности
n
:

а
-

; б
-

; в
-



Для выбора единичн
ых обжатий, обеспечивающих наиболее равномерное напряженное
состояние металла в ОД при волочении проволоки из стали марки 51ХФА, нами предлагае
т
ся использовать следующую зав
и
симость, полученную на основе результатов моделирования
для
):





(3)

где
η



коэффициент жесткости;
q
ед



единичное обжатие.

,
2099
,
0
)
)
1
1
(
07
,
0
ln(
2712
,
0
2






ед
ед
q
q


21

По результатам, полученным при моделировании волочения проволоки диаметром 4,80
мм из стали марки 51ХФА, было установлено, что уменьшение угла

с 12° до 6° приводит
к снижению параметра Δ от максимального значения 2,24 до минимального
-

1,01 для ма
р
шрута
I

и от 1,78 до 0,85 для маршрута
II
.

С целью оценки энергозатрат при выборе рационального маршрута волочения произв
е
ден ра
с
чет усилия волочения
проволоки, приведенного в работе 7




(4)

где

и



начальная и конечная площадь поперечного сечения проволоки, мм
2
;



коэфф
и
циент, учитывающий дополнительную работу

пластической деформации сдвига;



среднее значение сопротивления пластической деформации за обжатие, зависящее от вел
и
чины предшествующей деформации, Н/мм
2
;



коэффициент контактного трения;



п
о
луугол рабочего конуса в
о
локи, град.

Результаты вычислений
, в сравнении с полученными при моделировании в пр
о
граммном комплексе
Deform
-
3
d
, приведены на
рис. 6
.




Рис. 6. Величина усилия волочения

при различных вариантах м
оделирования

волочения проволоки


Волочение проволоки в реальных условиях осуществляется на волочильных станах с
макс
и
мальной мощностью двигателя 55 кВт. Согласно методике, изложенной в работе 8,
была рассчитана затр
а
чиваемая мощность
N

при волочении про
волоки по маршрутам
I

и
II
.
С учетом максимальной мощности двигателя волочильного стана наиболее рациональным
вариантом является волочение проволоки в 5 протяжек с применением волок с углом рабоч
е
го конуса
. При этом расчетное значени
е мощн
о
сти составит от 50 до 52 кВт.

Предлагаемая методика позволяет проектировать маршруты волочения, задавая напр
я
женное состояние, исключающее разрушение центральных слоев проволоки, что является
особенно актуал
ь
ным при волочении проволоки больших диаме
тров и высокопрочной стали.







2
),
1
(
)
ln(
1


ctg
f
F
F
Ф
F
P
n
n
ср
В
доп
n
вол








1

n
F
n
F
доп
Ф
ср
В

f

вол
P

22

Список литературы


1
.

Чеэрова, М.Н. Закономерности формирования зерна аустенита и их применение для
повыш
е
ния структурной однородности и качества пружинной проволоки: дис.  канд. техн.
наук / М.Н. Чеэрова. Нижний Но
в
город,

2008. 288 с.

2
.

Совершенствование режимов деформации и инструмента при волочении круглой
проволоки: монография / В.А. Харитонов, А.Ю. Манякин, М.В. Чукин, Ю.А. Дремин, М.А.
Тикеев, М.Ю. Усанов. Магнит
о
горск: Изд
-
во Магнитогорск. гос. техн. ун
-
та им. Г.И.
Носова,
2011. 174 с.

3
.

Харитонов, В.А. Производство пружинной проволоки / В.А. Харитонов, Д.Э. Галл
я
мов. Ма
г
нитогорск: Изд
-
во Магнитогорск. гос. техн. ун
-
та им. Г.И. Носова, 2013. 151 с.

4
.

Губкин, С.И. Теория обработки металлов давлением / С.И. Губкин. М
.: Государс
т
венное н
а
учно
-
техническое издательство литературы черной и цветной металлургии, 1947.
533 с.

5
.

Смирнов
-
Аляев, Г.А. Сопротивление материалов пластическому деформированию /
Г.А. Смирнов
-
Аляев. Л.: Машиностроение, Ленингр. отд
-
ние, 1978. 368 с.

6
.

Надаи, А. Пластичность и разрушение твердых тел / А. Надаи. М.: Издательство ин
о
странной литер
а
туры, 1954. 648 с.

7
.

Битков, В.В. Технология и машины для производства проволоки / В.В. Битков. Ек
а
тери
н
бург: УрО РАН, 2004. 343 с.

8
.

Ресурсосбережение в мет
изном производстве теория и практика работы Белорецкого
металлу
р
гического комбината: Коллективная монография / В.И. Зюзин, Н.А. Клековкина,
В.А. Харитонов и др. Магнит
о
горск: МГТУ, 2001. 163 с.


УДК 621.778.1


КОНЕЧНО
-
ЭЛЕМЕНТНОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ ВОЛОЧЕНИЯ П
РОВОЛОКИ

С РАЗЛИ
Ч
НОЙ КРАТНОСТЬЮ



Головизнин С.М.


ФГБОУ ВО Магнитогорский государственный технический университет

им. Г.И. Носова, г. Магнитогорск
, Россия


Волочение проволоки


сложный многофакторный процесс 1
-
5. Экспериментальная
проверка новых и
усовершенствование используемых технологий является достаточно дор
о
гостоящим процессом, занимающим длительное время. Поэтому оптимальным представл
я
ется использование математического моделирования в сочетании с лабораторными и прои
з
водственными эксперимента
ми. В частности, э
ф
фективным является использование метода
конечных элементов, который позволяет максимально приблизить условия моделирования к
производственному эксперименту. Вопрос выб
о
ра кратности волочения является важным
элементом разработки технологи
и в
о
лочения проволоки 1.

Цель работы


конечно
-
элементное моделирование маршрутов волочения с различной
кратностью и анализ влияния различных факторов на условия процесса волочения провол
о
ки.


Работа проведена при участии профессора кафедры технологий об
работки материалов ФГБОУ ВО
Магнитогорский государственный технический университет им. Г.И. Носова Харит
о
нова В.А.


23

В работе проводилось моделирование волочения проволоки для двух маршрутов, в 5
прот
я
жек и в 7 протяжек. Начальный и конечный диаметры прово
локи одинаковы для обоих
маршрутов. Ск
о
рость волочения


2 м/с и 6 м/с. С целью исключения влияния случайного
отклонения величин обж
а
тий по маршруту волочения были выбраны маршруты волочения с
линейным распределением обжатий. В выбранных маршрутах обжатия
уменьшаются с
уменьшением диаметра проволоки. Проволока из стали марки 70.

Маршрут в 5 протяжек: 9,0
-
7,79
-
6,85
-
6,1
-
5,50
-
5,03 мм.

Маршрут в 7 протяжек: 9,0
-
8,19
-
7,48
-
6,85
-
6,31
-
5,83
-
5,40
-
5,03 мм.

Распределение обжатий по выбранным маршрутам представлено на
р
ис. 1
.

Результаты моделирования не показали зависимости силы волочения от скорости в
о
лочения для скоростей 2 м/с и 6 м/с, так как выбранная марка стали отличается слабой зав
и
симостью сопротивления деформации от скорости д
е
формации 6.





Рис.

1. Распр
еделение обжатий по маршрутам волочения в 5 и 7 пр
о
тяжек


На
рис. 2

представлены зависимости силы волочения и напряжения волочения для
волочения в 5 и 7 протяжек, скорость волочения 2 м/с. В моделируемом процессе волочения
после каждой вол
о
ки расложен тяну
щий барабан. На представленных зависимостях усилие
волочения на каждом пр
о
ходе представляет собой силу, с которой соответствующий барабан
протягивает проволоку через в
о
локу.





Рис. 2. Изменение силы волочения по двум маршрутам в 5 и 7 протяжек


Как ви
дно из представленных зависимостей, сила волочения для 5
-
кратного маршрута
выше в начале маршрута и ниже в конце маршрута по сравнению с 7
-
кратным маршрутом
волочения. Это можно объяснить более б
ы
стрым падением величин обжатий по 5
-
кратному
маршруту.

Напря
жение волочения для 5
-
кратного маршрута существенно выше, что приводит к
уменьшению коэффициента запаса и росту вероятности о
б
рыва.


24

На
рис. 3

представлены изменение нормальной силы, действующей на контактную
повер
х
ность волоки, и нормального контактного на
пряжения по маршруту волочения.





Рис. 3. Изменение контактной силы и контактного напряжения для 5 и 7
-
кратных маршрутов



Также,

как

и сила

волочения, сила,

действующая

на

контактную

поверхность, для
5
-
кратного маршрута больше в начале и меньше

в конце маршрута, в отличие от 7
-
кратного
маршрута волочения. Как и в случае силы волочения, это объясняется более быстрым
уменьшением величины обжатия для 5
-
кратного ма
р
шрута.

Нормальное контактное напряжение выше вдоль всего маршрута волочения для 7
-
кра
тного маршрута. Это объясняется тем, что при волочении в 5 проходов единичные обж
а
тия выше, чем при волочении в 7 проходов. Увеличение обжатия приводит к увеличению
площади контактной поверхности волоки и, следовательно, к уменьшению контактного н
а
пряжения
.

Распределение потребляемой мощности по тянущим барабанам и суммарная мощность
пре
д
ставлены на
рис. 4
.

Согласно результатам моделирования, потребляемая на барабанах мощность растет с
увелич
е
нием скорости волочения. Потребляемая мощность в среднем выше для

5
-
кратного
маршрута волочения проволоки. Однако, можно заметить, что на последнем барабане п
о
требляемая мощность для 5
-
кратного маршрута приближается к потребляемой мощности для
7
-
кратного маршрута.

Расчетная суммарная мощность, потребляемая всеми барабан
ами, выше для 7
-
кратного маршр
у
та и она растет с ростом скорости волочения.





Рис. 4. Потребляемая на тяговых барабанах и суммарная мощность



25

На
рис.

5

представлены графики распределения скоростей по исследуемым маршрутам
волочения и изменение средней
по маршруту скорости волочения с ростом скорости пров
о
локи на выходе из последней в
о
локи.

Средняя по маршруту скорость волочения выше для 5
-
кратного маршрута. С увелич
е
нием скорости на выходе из последней волоки, средняя скорость растет быстрее при волоч
е
н
ии в 5 прот
я
жек.





Рис. 5. Распределение скоростей волочения

и изменение средней по маршруту скор
о
сти волочения



Остаточные напряжения в проволоке зависят от степени неоднородности деформации
при волочении проволоки 2
-
4. Поэтому остаточные напряже
ния можно использовать в к
а
честве меры н
е
однородности деформации. В работе остаточные напряжения определялись
как напряжения, оставшиеся в пр
о
волоке после её полного выхода из волоки.

На
рис.

6

представлены зависимости продольных остаточных напряжений для
волоч
е
ния с ра
з
личной кратностью и скоростью волочения.

Из приведенных зависимостей можно сделать вывод, что 5
-
кратный маршрут волоч
е
ния в среднем обеспечивает более равномерное распределение деформации по сечению пр
о
волоки. Однако, можно заметить, что на
последних проходах уровень остаточных напряж
е
ний для 5 и 7
-
кратного маршрутов практически одинаков.

С увеличением скорости волочения уровень остаточных напряжений увеличивается
как для 5
-
кратного, так и для 7
-
кратного маршрутов волочения, то есть
растет неодноро
д
ность деформации по с
е
чению проволоки.





Рис.

6. Распределение продольных остаточных напряжений для 5 и 7
-
кратного волочения

и зав
и
симость продольных остаточных напряжений от скорости волочения



26

Таким образом, проведенное конечно
-
элеме
нтное моделирование 5 и 7
-
кратных ма
р
шрутов волочения не выявило однозначного преимущества одного из исследованных ма
р
шрутов. Решение об и
с
пользовании того или другого маршрута должно приниматься исходя
из конкретных требований к гот
о
вой проволоке.


Список

литературы


1.
Перлин И. Л., Ерманок М. З. Теория волочения. М.: Металлургия, 1971. 448

с.

2.
Wright, Roger N. Wire technology: process engineering and metallurgy. Elsevier. 2011.
320 p.

3.
Engha
g, Per. Steel wire technology.

wn. Öbo Univiy.
2009. 351p.

4.
George E. Dieter, Howard A. Kuhn, S. Lee Semiatin. Handbook of workability and process
design.
Materials Park, OH: ASM International. 2003
.
414

p.

5.
Харитонов В.А., Головизнин С.М. Проектирование режимов высокоскоростного в
о
лочения проволок
и на основе моделирования: монография.


Магнитогорск:

Изд
-
во Магнит
о
горск. гос. техн. ун
-
та им. Г.И. Носова, 2011. 117

с.

6.
Третьяков А.В., Зюзин В.И. Механические свойства металлов и сплавов при обр
а
ботке давлен
и
ем. М.: Металлургия, 1973. 224

с.


УДК 62
1.778


ПРОЕКТИРОВАНИЕ МАРШР
УТОВ ВОЛОЧЕНИЯ В МОН
ОЛИТНЫХ ВОЛОКАХ

НА ОСНОВЕ АНАЛИЗА Н
А
ПРЯЖЕННОГО СОСТОЯНИЯ

ПРОВОЛОКИ

В ОЧАГЕ ДЕФОРМАЦИИ


Усанов М.Ю.


ФГБОУ ВО  Магнитогорский государственный технический университет

им.

Г.И.

Носова, г. Магнитогорск, Росс
ия


В технологических картах на изготовление проволоки обычно указывают марку стали
загото
в
ки, ее диаметр, маршрут число протяжек и диаметры волок волочения до готового
размера. П
о
строение маршрутов волочения заключается в определении частных деформаций
по переходам барабанам волочильной машины с учётом скоростных условий. Маршрут в
о
лочения должен обеспеч
и
вать получение качественной проволоки с достаточным запасом
прочности и пластичности с максимально возможной производительностью и минимальн
ы
ми затрат
ами на ее изготовление 1, 2.

В данной работе нами предложена методика, в которой мы сразу закладываем мин
и
мальное гидростатическое напряжение на оси проволоки. Для этого в
Deform
-
3
d

4 была и
с
следована одна протяжка из стали марки 80 исходным диаметром

16,00 мм, которую прот
я
гивали с обжатиями от 11 до 41

%. При этом заготовка разбита на 72340 конечных элемента.
Геометрия волоки по ГОСТ 9453
-
75, принималась как абсолютно жесткое тело. Скорость в
о
лочения


1 м/с. Коэффициент трения по Кулону 0,08.

В резу
льтате моделирования, после каждой протяжки оценивали значение гидростат
и
ческого напряжения на оси проволоки. По полученным данным построен график 
рис.

1)
.



27



Рис. 1
.

Зависимость гидростатического напряжения и усилия волочения

от угла волоки и о
б
жатия д
ля стали марки 80


Так, например, рассмотрим следующий маршрут волочения: 8,00


7,08


6,24


5,56


4,93


4,41


4,00 мм. Анализ данного маршрута приведен в
табл
.

1
.

Таблица 1

Анализ исходного маршрута волочения



Номер протяжки

1

2

3

4

5

6

Диаметр п
ровол
о
ки, мм

8,00

7,08

6,24

5,56

4,93

4,41

4,00

Ед
иничное

обжатие


0,22

0,22

0,21

0,21

0,20

0,18

Сум
марное

обжатие


0,22

0,39

0,52

0,62

0,70

0,75

Вытяжка μ


1,28

1,29

1,26

1,27

1,25

1,22

Сум
марная

вытяжка


1,28

1,64

2,07

2,63

3,29

4,00

Полуугол α


6,0

6,0

6,0

6,0

6,0

6,0

f коэф. трения


0,08

0,08

0,08

0,08

0,08

0,08

Степень неравномерн
о
стиΔ


1,72

1,66

1,82

1,74

1,88

2,15

σ
ср
В


113,46

120,74

128,25

136,04

144,14

151,86

Усилие волоч
е
ния, кН


20,47

17,38

13,63

11,75

9,37

7,32

Усилие волочения

сум, кН


20,47

37,86

51,48

63,23

72,61

79,92

Напряжение вол
о
чения


519,98

568,47

561,26

615,52

613,63

582,38

σ
0
В

кг/мм
2
)

110

117

125

132

140

148

156

Коэф
фициент

зап
аса

про
ч
ности


2,18

2,12

2,29

2,21

2,35

2,61


Как показано в 1, наибольшей производи
тельности и экономической эффективности
можно добиться только при убывающей схеме распределения единичных обжатий.


28

По традиционной методике расчет маршрута волочения проводят следующим образом:

1)

Рассчитывают суммарную вытяжку

и сум
марное обжатие

2)

Задают среднее значение вытяжки
, которое

при волочении углеродистой пров
о
локи, как правило, принимают средним 1,19
-
1,32 или малым 1,11
-
1,18).

При выборе величины единичной деформации следует

учитывать следующие общие
закономерн
о
сти 3:

-

чрезмерно малые единичные обжатия приводят к неоднородности механических
свойств проволоки, повышению кратности волочения, увеличению расхода мощности и
вспомогательных материалов на деформацию и в целом к с
нижению КПД волочения. С во
з
растанием величины суммарной деформ
а
ции должны уменьшиться единичные деформации
и тем больше, чем выше степень общей деформации. Вместе с тем увеличение числа перех
о
дов волочения за счёт уменьшения величины единичных обжатий спо
собствует удалению
мелких поверхностных дефектов и снижению степени шероховатости поверхности провол
о
ки.

-

чрезмерно большие единичные обжатия могут привести к неустойчивому процессу
волоч
е
ния, надрывам на поверхности, затяжкам и, наконец, к обрывам провол
оки, особенно
в переходные периоды процесса пуск и остановка волочильного стана.

3)

Рассчитывают кратность волочения
.

4)

Рассчитывают диаметры проволоки по проходам.

5 Выполняют проверочный расчет по коэффициенту запаса прочности
и требуемую
мощность двигателей.

В настоящее время на стадии проектирования принято оценивать маршрут по показат
е
лю н
е
равномерности Δ, вычисляемому по формуле



,

где
α

-

полуугол волоки, рад;

q

-

относительная степень деформации.

Та
ким

образом,

при

построении

маршрута

волочение

необходимо

правильно з
а
дать

По предлагаемой нами методике после расчета суммарной деформации выбрать ед
и
ничные обж
а
тия с применением диаграммы
см.
рис. 1
)
.

Для этого необходим
о задаться рабочим полууглом волок и далее
см.

рис.

1
)

задаться
мин
и
мальны
м

гидростатическим напряжением. Минимальное гидростатическое напряжение
при рабочем угле в
о
локи 12 град будет при обжатии 26%.

Далее рассчитываем суммарную вытяжку
.

Рассчитываем среднее значение вытяжки
.

2
0










к
d
d

.
1
1





q
ср

ср
n


lg
lg




2
1
1
q
q





.
ср

4
4
8
2
2
0


















к
d
d

n
ср





29

Для шести протяжек
-

, для пяти протяжек
-

. Среднее о
б
жатие
-

. Для шести протяжек
-

, для пяти

протяжек
-

.

Учитывая, что первая протяжка в обоих случаях 26

%, находим значение последней
протяжки: для шести протяжек
-

20,63

-

(26

-

20,63)

=

15,26%; для пяти протяжек
-

24,24

-

(26

-

24,24)

=

22,48.

Таким образом, получили значе
ния обжатий на последнем проходе. По
рис. 1

опред
е
ляем ги
д
ростатическое напряжение на оси проволоки: для шести проходов оно превысит 300
МПа, для пяти прох
о
дов оно будет менее 100 МПа.

Выбираем маршрут с пятью протяжками и рассчитываем обжатия для каждой п
ротя
ж
ки по убывающей схеме 
рис.

2
)


и диаметры
.




Рис. 2
.

Распределение обжатий по протяжкам


Получили следующие значения диаметров: 8,00


6,88


5,96


5,18


4,54


4,00

мм.

Сведем данные для полученного м
аршрута в
табл. 2.

Как можно видеть, рабочий полуугол волоки в обоих случаях 6 град. При этом сниж
а
ется ст
е
пень неравномерности, вследствие увеличения вытяжек, что способствует лучшей
проработке мета
л
ла.

Значения единичных обжатий для шестикратного и пятик
ратного маршрутов волоч
е
ния нанесем на график, для оценки гидростатического напряжения на оси проволоки, кот
о
рый получили при модел
и
ровании в
Deform
-
3
d

(
рис. 3
).

Как видно из
рис. 3
, для пятикратного маршрута значения гидростатического напряж
е
ния в первых
трех протяжках имеет отрицательное значения, в то время, как в 4 и 5 протя
ж
ках оно не превышает 100 МПа. В отличие от шестикратного маршрута, где во всех протя
ж
ках гидростатическое напряжение носит растягивающий характер и на последнем проходе
достигает зн
ачения в 250 МПа.

Таким образом, по полученным нами кривым можно на стадии проектирования оц
е
нить напряженное состояние проволоки в очаге деформации, что позволяет наиболее эффе
к
тивно подбирать обж
а
тия и рабочие углы волок.




26
,
1
4
6


ср

32
,
1
4
5


ср

ср
ср
q

1
1


2063
,
0
26
,
1
1
1



ср
q
2424
,
0
32
,
1
1
1



ср
q




к
прохода
к
н
n
q
n
n
n
q
q
q







1
n
n
n
q
d
d




1
1

30

Таблица 2

Анализ предлагаемо
го маршрута волочения





Номер протяжки


1

2

3

4

5

Диаметр

пров
о
локи, мм

8,00

6,88

5,96

5,18

4,54

4,00

Единичное

о
б
жатие



0,26

0,25

0,24

0,23

0,22

Суммарное

о
б
жатие



0,26

0,44

0,58

0,68

0,75

Вытяжка μ



1,35

1,33

1,32

1,30

1,29

Суммарная

в
ы
тяжка



1,35

1,80

2,39

3,11

4,00

Полуугол α


6,0

6,0

6,0

6,0

6,0

f
коэф. тр
е
ния


0,08

0,08

0,08

0,08

0,08

Степень неравн
о
мерностиΔ


1,39

1,46

1,50

1,59

1,66

σ
ср
В


114,31

123,03

132,07

141,36

150,79

Усилие

волоч
е
ния, кН


23,18

17,96

14,29

11,16

8,94

Усилие волоч
е
ния
сум, кН


23,18

41,14

55,43

66,59

75,53

Напряжение

в
о
лочения


623,47

643,82

677,95

689,57

711,51

σ
0
В

кг/мм
2
)

110

119

127

137

146

156

Коэф
фицие
н
т

зап
аса


прочн
о
сти


1,83

1,91

1,95

2,05

2,12




Рис. 3. График для определения гид
ростатического напряжения

при различных углах волок и о
б
жатиях

●


шестикратный маршрут; ■


пятикратный маршрут


31

Список литературы


1. Производство пружинной проволоки: учеб. пособие. / В.А. Харитонов, Д.Э. Галл
я
мов. Магнит
о
горск: Изд
-
во Магнитогорск.
гос. техн. унт
-
та им. Г.И. Носова, 2013. 151 с.

2. Совершенствование режимов деформации и инструмента при волочении круглой
проволоки : монография /
В.А.

Харитонов,
А.Ю.

Манякин,
М.В.

Чукин,
Ю.А.

Дремин, Тик
е
ев М.А., Усанов М.Ю. Магнитогорск : Изд
-
во Магни
тогорск. гос. техн. ун
-
та им. Г.И. Нос
о
ва, 2011. 174 с.

3. Производство стальной проволоки : монография / Х.Н. Белалов, Н.А. Клековкина,
Б.А. Никиф
о
ров и др. Магнитогорск: ГОУ ВПО МГТУ, 2005. 543 с.

4. Усанов, М.Ю., Харитонов, В.А., Эффективность примене
ния деформации кручения в
способах производства наноструктурированной проволоки // Вестник Магнитогорского г
о
сударственного техн
и
ческого университета им. Г.И. Носова.


2016.


T. 14. № 4. . 66

71.


УДК 621.778


СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ ПРОЦЕССА ВОЛОЧЕНИЯ

ВЫСОК
ОУГЛЕРОДИСТОЙ ПРОВОЛОКИ НА ОСНОВЕ

ПРИМЕНЕНИЯ МОДУЛ
Ь
НО
-
КОМБИНИРОВАННОГО СПОСОБА


Галлямов Д
.
Э
.
,

Харитонов В
.
А
.



ФГБОУ ВО Магнитогорский государственный технический университет

им. Г.И. Носова, г. Магнитогорск, Россия


Стальная высокопрочная проволока я
вляется наиболее массовым видом метизной пр
о
дукции и широко используется в качестве полуфабриката или в виде готового продукта во
многих отраслях промышленности, современный уровень развития которых требует обесп
е
чения все более высоких качественных и экс
плуатационных ее х
а
рактеристик.

Свойства проволоки зависят от многих факторов,
основным
из которых является сп
о
соб производства, заключающийся в многократном волочении через монолитные волоки.
Способ этот наиболее эффективный и теоретически изученный, но в

силу имеющихся недо
с
татков, а именно, монотонности деформации, определяемой однопоточным течением мета
л
ла; действия растягивающих напряжений в очаге деформации и на выходе из него

по сеч
е
нию проволоки
; неравномерности деформации
по сечению проволоки
волоч
ение практич
е
ски исчерпало возможности существенного повышения ресурса про
ч
ностных и пластических
свойств стальной проволоки.
Проводимые в настоящее время совершенствования процесса
получения проволоки волочением в монолитных волоках направлены
,

в основном

на пов
ы
шение производительности процесса но ведут к увеличению затрат на его реал
и
зацию.

У
лучшить механическую схему деформации за счет повышения равномерности дефо
р
мации по сечению проволоки и снижения сил контактного трения позволяет применения р
о
ликово
го волоч
е
ния. Однако при этом не меняется схема главных деформаций кроме того
значительно усложняется технологический инструмент, чему способствуют также прим
е
няемые схемы калибровок роликов круг


фасонное


сечение
-

круг. В практике волоч
е
ния конструк
тивно применяются сдвоенные роликовые волоки. Все это привело к огран
и
ченному применению роликовых волок при производстве круглой проволоки. Анализ н
а
пряженного

деформированного состояния проволоки при холодной прокатке, проведенный

32

в работе 1 показал,
что в местах разъемов калибров, как фасонных так и круглых, локал
и
зуются растягивающие напряжения, что приводит к снижению деформируемости поверхн
о
стных слоев холоднокатаной проволоки, по сравнению с центральными. Аналогичный х
а
рактер напряженно
-
деформиров
анного состояния свойственен к волочению в роликовых в
о
локах.

В работе 2 для повышения равномерности распределения деформации по сечению
проволоки для холодной высадке предложен процесс волочения в монолитных волоках с ч
е
редующимися круглым и овальным ра
бочим каналом. Численные и экспериментальные р
е
зультаты данного исследования показали, что предложенный процесс позволяет обесп
е
чить
значительно более однородную деформацию углеродистой проволоки по сравнению с тр
а
диционным волочением в монолитных волоках
с круглым рабочим каналом. Но этот сп
о
соб
значительно усложняет изготовление фасонных волок, вносит коренные изменения в трад
и
ционные схемы изготовления проволоки и тем самым затруднит его внедрение в пра
к
тику
волочения. Кроме того
,

деформация проволоки ов
ального сечения в круглой волоке м
о
жет
привести к разрушению последней.

Актуальность совершенствования волочения проволоки за счет использования комб
и
нированного н
а
гружения подтверждается достаточно большим количеством разработок, как
в нашей стране, так
и за рубежом. Известно применение комбинированных технологий
прокатка
-
волочение как для повышения точности геометрических размеров готовой пр
о
волоки, так и для повышения ее физико
-
механических свойств 3, 4. Особенностью этих
способов является получение

при помощи
прокатк
и

в несколько проходов промежуточных
профилей с калибровкой на готовый размер в монолитной в
о
локе.

В связи с этим, для повышения комплекса свойств проволоки необходимо найти такой
вариант комбинирования, при котором будут сведены к мини
муму недостатки базовых сп
о
собов изготовл
е
ния проволоки, а их преимущества будут использованы максимально. Так
как традиционному волочению серьезной альтернативы нет,
то
комбинирование целесоо
б
разно реализовать на его базе, т.е. новый комбинированный проц
есс можно представить как
следующий эволюционный этап развития волочения. Поэтому разработка способа изгото
в
ления стальной проволоки, позволяющего улучшить ее пластические свойства, является а
к
туальной задачей.

На основе выполненного анализа авторами предл
ожен модульно
-
комбинированный
способ волочения стальной проволоки. Схема процесса представл
е
на на
рис
.

1
.



Рис. 1. Схема комбинированного способа волочения


Деформируемая заготовка, имеющая сечение в виде круга 1, протягивается через к
а
либр, образованн
ый четырьмя неприводными роликами с гладкой бочкой 2. В роликовой в
о
локе формируется промежуточный профиль, который протягивается через последовательно
установленную монолитную волоку 3 и вновь получает сечение в виде круга. Основным

33

техническим решением

является разделение общей деформации за проход на две части,
имеющие разные схемы напряженного состояния, повышение единичных обжатий и умен
ь
шения числа переходов. Установлено, что оптимальной формой промежуточного профиля
является невыполненный квадрат
5. Способ реализуется в виде отдельных модулей, объ
е
диняющих роликовую и монолитную волоки. Модули легко встраиваются в линию обычной
волочильной машины, причем ее значительного переоборудования не требуется, и поэтому
технологический процесс изготовлени
я проволоки остается традиционным. Подготовка п
о
верхности заготовки осуществляется химическим способом или механическим в линии вол
о
чильной маш
и
ны.

По результатам компьютерного моделирования в программном комплексе
DEFORM
-
3
D

было установлено, что комбиниро
ванный способ позволяет обеспечить хорошую прор
а
ботку сечения проволоки, т.к. в монолитной волоке преимущественно прорабатываются п
о
верхностные слои провол
о
ки, а в роликовой волоке


внутренние слои. На
рис
.

2

приведено
распределение напряжений в попереч
ном сечении очага деформации при стандартном вол
о
чении через монолитную волоку, а также при комб
и
нированном волочении последовательно
через роликовую, а затем
-

монолитную волоку. При волочении через монолитную волоку в
поверхностных слоях примерно 10 % н
а сторону действуют напряжения сжатия, а остал
ь
ная часть сечения проволоки находится под воздействием растягивающих напряжений, до
с
тигающих максимальных значений в центральных слоях


(
см. рис
.

2, а
).

Для

комбинир
о
ванного

волочения

картина

распределе
ния


напряжений

иная
(
см.


рис
.

1
,

б, в
)
. В ролик
о
вой волоке в поверхностных приконтактных областях примерно 5

% на сторону напряже
н
но
-
деформированное состояние определяется растягивающими напряжениями, а основное
сечение пол
о
сы находится под напряжения
ми сжатия и при этом происходит интенсивная
проработка проволоки. При последующем волочении полосы через монолитную волоку в
центральной области сечения проволоки появляются растягивающие напряжения, но вел
и
чина их незначительна. Большая часть сечения до

80% находится под напряжениями сж
а
тия.



Рис. 2. Распределение напряжений в поперечном сечении очага деформации

при волочении в монолитной волоке а и при комбинированном волочении

б
-

в роликовой волоке, в


в монолитной в
о
локе


Таким образом, ко
мбинированное волочение в сумме обеспечивает более полную пр
о
работку сечения проволоки и позволяет подавить образование локальных областей, в кот
о
рых происходит накопление внутренних дефектов и микротрещин. Факт лучшей проработки

34

проволоки по сечению при к
омбинированном нагружении подтверждают и другие исслед
о
вания 2.

Выполненные промышленные эксперименты подтверждают, что предложенный способ
позв
о
ляет получать стальную проволоку более высокого качества, чем традиционный 6, 7.
Образцы пр
о
волоки диаметр
ом 4,00 и 5,00 мм из стали марок 70 и 75
,

соответственно
,

были
изготовлены двумя способами: традиционным волочением в монолитных волоках и совм
е
щенным способом прокатка
-
волочение. Далее был проведен сравнительный анализ мех
а
нических свойств. По результат
ам исп
ы
таний механических свойств у проволоки диаметром
4,0 мм
,

изготовленной комбинированным способом
,

отмечался рост числа перегибов в сре
д
нем на 15,9 %, а числа скручиваний


на 14,6 %. Это свидетельствует о ее лучшей проработке
по сечению и большей р
авномерности механических свойств по длине. Проволока диаме
т
ром 5,0 мм, полученная способом протяжка
-
волочение, при равных значениях удлинения,
сужения и предела прочности выдержала большее число скр
у
чиваний на 8,9

%.

С помощью компьютерного моделирован
ия в программном комплексе
DEFORM
-
3
D

выполн
е
но исследование напряженно
-
деформированного состояния при комбинированном
волочении. Моделирование волочения квадратной полосы через монолитную волоку пок
а
зывает, что для невыполне
н
ного квадрата напряженно
-
дефор
мированное состояние в очаге
деформации имеет вид близкий к волочению круг в круг. При этом коэффициент заполн
е
ния К
з

должен иметь значения в диапаз
о
не 0,9
-
0,93. При волочении квадратного профиля с
большей степенью заполнения возможны обрывы проволоки
и при
К
з

≥ 0,93 происходит и
н
тенсивный рост н
а
пряжения волочения.

На основании полученных теоретических и экспериментальных результатов разработ
а
ны практические рекомендации по режимам волочения высокопрочной проволоки и энерг
о
силовым параметрам процесса
, которые могут быть использованы в действующем произво
д
стве. Сформулированы требов
а
ния к разрабатываемому оборудованию, рекомендации по
подбору технологических смазок, расчету технологических маршрутов и составу оборуд
о
вания. Выполнена сравнительная оце
нка эффективности способов волочения проволоки,
приведенная в
табл
.

1
.

Таблица 1

Сравнительная оценка эффективности способов волочения



Волочение в монолитных волоках



Комбинированное волочение


Схема НДС
-

двухстороннее сжатие с преоблада
ю
щим одноосн
ым
растяжением

Комбинированная схема


чередование сжатия в ролик
о
вых и
растяжения в монолитных вол
о
ках.

Однопоточность течения металла в очаге деформ
а
ции

Однопоточность течения металла сохраняется, но в рол
и
ковой
волоке из
-
за уширения происходит изме
нение направления теч
е
ния металла.

Высокое контактное трение

Контактное трение уменьшается. В роликовой вол
о
ке улучшается
захват сма
з
ки.

Отсутствует возможность активного управления напр
я
женно
-
деформированным состоянием в очаге д
е
формации.

Позволяет уп
равлять напряженно
-
деформированным с
о
стоянием
в очаге дефо
р
мации

Величина единичных обжатий ограничена. Волочение осущест
в
ляется на волочильных машинах большой кра
т
ности

Позволяет осуществлять деформацию с большими обж
а
тиями.
Кратность волочильных машин
сниж
а
ется

Требуется сложная подготовка поверхн
о
сти

Подготовка поверхности упрощается. Достаточно механ
и
ческого
удаления окалины и нанесения подсмазочного слоя в линии вол
о
чильной машины

Высокая прочность и недостаточная пластичность изготавлива
е
мой прово
локи

Высокая прочность проволоки. Повышается ресурс пл
а
стичности
проволоки за счет смены н
а
правления течения металла

Недостаточная проработка сечения проволоки. Неравн
о
мерность
деформации

Обеспечивает глубокую и равномерную проработку сечения пр
о
волоки

Значительная зависимость свойств проволоки от масшта
б
ного
фактора

Влияние масштабного фактора сниж
а
ется

Требует высоких энергозатрат, особенно при многократном вол
о
чении

Требует меньших энергозатрат



35

Результаты исследований были использованы для разработ
ки технологической схемы
изготовления проволоки, принятой для опытного опробования на производственной площа
д
ке АО БМК. Внедрение в производство разработанного модульно
-
комбинированного в
о
лочения позволяет обе
с
печить выпуск конкурентоспособной продукции



высокопрочной
стальной проволоки с повышенным ресурсом пластичности, повысить эффективность и пр
о
изводительность процесса волочения, снизить себ
е
стоимость продукции, что подтверждено
актом внедрения.
Подана заявка №2017113168 от 17.04.2017 года на модул
ьно
-
комбинированный способ волочения круглой проволоки из углерод
и
стой стали.

Работа проведена при финансовой поддержке Минобрнауки России в рамках реализации
комплексного проекта по созданию высокотехнологичного производства с участием высшего
образовател
ьного учреждения Договоры № МК204895 от 27.07.2015 г.; № 02.
G
25.31.0178 от
01.12.2015 г..


Список литературы


1. Харитонов В.А., Таранин И.В. Анализ
систем калибров для холодной прокатки пр
о
волоки // Производство проката . 2014. № 11. С 26
-
33.


2. Ho Seo
n Joo, Sun Kwang Hwang, Hyun Moo Baek, Yong
-
Taek Im, Il
-
Heon Son, Chul
Min Bae. The effect of a non
-
circular drawing sequence on spheroidization of medium carbon steel
wires // Journal of Mater
i
als Processing Technology.
216 (2015) 348


356.

3. А.с 142490
0 СССР МКН3 В21С1/00 Способ производства стальной проволоки или
прутков / Б.А. Никифоров, Вен. А. Харитонов, Вик. А. Харитонов и др.
(
СССР
).
Опубл
.
23.09.88,
Бюл
. №

35
.

10
с
.

4. Olwin Klu. ickln, uln, lzn, Zin.  1984, B 35, № 10, 
. 537
-
540.

5. Харитонов В.А., Галлямов Д.Э.. Выбор рациональной формы промежуточного пр
о
филя при волочении стальной проволоки совмещенным способом прокатка
-
волочение //
Производство пр
о
ката. 2015. № 3. С.30
-
33.

6. Харитонов В.А., Галлямов Д.Э. Анализ вл
ияния способа деформации на уровень
свойств стал
ь
ной проволоки // Качество в обработке материалов. 2014. № 1. С. 42
-
47.

7. Харитонов В.А., Галлямов Д.Э.. Оценка эффективности изготовления стальной пр
о
волоки совмещенным способом прокатка
-
волочение // Кузн
ечно
-
штамповочное произво
д
ство. Обработка материалов давлен
и
ем. 2014. № 12. С.

15
-
21.


УДК 621.778.1


ИССЛЕДОВАНИЕ ВЛИЯНИЯ УГЛА ВОЛОКИ НА РЕЖИМЫ ВОЛОЧЕНИЯ

СТАЛЬНОЙ ПРОВОЛОКИ


Брюханов И.Ю., Головизнин С.М.


ФГБОУ ВО Магнитогорский государственный техниче
ский университет

им. Г.И. Носова
,
г. Магнитогорск, Ро
с
сия


Волока


основной технологический инструмент при производстве проволоки, в кот
о
рой для осуществления процесса волочения имеется канал специальной формы. Геометрия
волоки имеет существенное влияни
е на условия волочения проволоки. Особенностью вол
о
чения является взаимосвязь технологических параметров, изменение одного из параметров,

36

например, угла волочения, приводит к изменению других 1
-
5. Угол волоки


важный пар
а
метр, величина которого не всегд
а контролируется с достаточной точностью на практике.
Задача выбора оптимального угла волоки являе
т
ся актуальной для осуществления режимов
волочения, в частности, температурного режима волочения, обеспечивающего требуемое к
а
чество проволоки и долговечность

волочильного инструмента.

Цель работы
-

оценка влияния величины полуугла волоки на режимы волочения стал
ь
ной проволоки с целью выбора оптимального маршрута в
о
лочения.

Был изучен следующий маршрут волочения: 5,5
-
4,9
-
4,27
-
3,73
-
3,27
-
2,89
-
2,56
-
2,28
-
2,04
-
1,9
-
1
,8 мм.

Для расчета температур при волочении использовали следующие фо
р
мулы

2
-
4

:

Обжатие
,

где А
0


площадь сечения прутка/проволоки до волочения;

А
1


площадь сечения пру
т
ка/проволоки после волочения.

Значение

-
фактора вычисляли по

уравнению:

.

Волочение проводилось на машине с эффективным охлаждением на барабанах, п
о
этому принимали, что проволока на барабанах охлаждается до комнатной температуры и
температуру проволоки на входе в волоку прин
и
мали равной 20


С.

Температуру проволоки на выходе из волоки определяли по следу
ю
щей формуле:

,

г
де Т
0

-

температура на входе в волоку 20


С,


д


напряжение волочения,

С


удельная т
е
плое
м
кость,



-

плотность металла.

В результате расчетов было пол
учено распределение температуры проволоки по ма
р
шруту в
о
лочения.

При

волочении

на

высоких

скоростях

проволока

не

успевает

охладиться


до входа
в следующую волоку и происходит накопление остаточного тепла по маршруту волочения
5. Этот эффект в дан
ной работе не рассматривался, поэтому расчеты могут дать несколько
заниженное значение темпер
а
туры проволоки на последних переходах.

На
рис. 1

показано изменение обжатия по маршруту волочения. Выбор маршрута с
уменьшающимися обжатиями объясняется тем, что
при волочении прочность проволоки
увеличивается и дальнейшая деформация затру
д
няется 6.

На
рис. 2 и 3

представлены изменение параметра Δ и фактора дополнительной работы
Ф, соо
т
ветственно. Представлены зависимости для полуугла волоки 6° и зависимости для
волок с увеличе
н
ным на 10 % и уменьшенным на 10 % значением полуугла.

Для исследуемого маршрута волочения величина параметра Δ и фактора дополнител
ь
ной раб
о
ты имеют более высокие значения в начале и в конце маршрута, что соответствует
низким значениям обжа
тия. Увеличение обжатия приводит к уменьшению величины допо
л
нительной работы и повышению о
д
нородности деформации по сечению проволоки 2, 5.

Увеличение угла на 10 % приводит к росту параметра

Δ

и

фактора

Ф, то есть к ув
е
личению

неоднородности

деформ
ации

по сечению

проволоки,

а

уменьшение

на


10 %

-


к уменьшению неодн
о
родности деформации.


%
100
0
1
0



A
A
A
r
)]
1
/(
1
ln[
/
tan
4
]
)
1
(
1
)[
/
(
2
2
/
1
r
r
r










С
T
T
д
ед


0

37




Рис. 1. Изменение обжатия при волочении


На
рис. 4

представлены изменения температуры на каждой волоке для маршрута с
уменьшающимися обжатиями 1, 5, 7.

Полученная зависимость показывает, что нагрев в в
о
локе уменьшается с увеличением номера протя
ж
ки.

На
рис
. 4

представлены
также
зависимости температуры на выходе из волоки от ном
е
ра прохода для полуугла 6


и для углов больше 6


на 10 % и меньше на 10 %.

Из

представленных зависимостей можно сделать вывод, что для исследуемого маршр
у
та волочения использование волок с полууглами 6° обеспечивает минимальный нагрев пр
о
волоки в очаге деформации. Как увеличение, так и уменьшение полуугла волоки приводит к
росту те
мпер
а
туры на выходе из волоки.

Такие результаты можно объяснить тем, что волочение с полууглами около 6° обесп
е
чивает минимальное значение силы волочения, что согласуется с теоретически рассчита
н
ными значениями опт
и
мального угла волоки 1
-
4].




Рис. 2. Изменение параметра Δ



1
1,5
2
2,5
3
3,5
4
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
№ прохода
Параметр
Δ
6 градусов
+10%
-10%

38



Рис. 3. Изменение фактора дополнительной работы Ф




Рис. 4. Прирост температуры на каждой волоке по маршруту волочения


Таким образом, отклонение в
еличины полуугла волоки при волочении стальной пров
о
локи м
о
жет существенно повлиять на режимы волочения. Увеличение угла приводит к росту
неодноро
д
ности деформации. Температура проволоки увеличивается как при увеличении,
так и при уменьш
е
нии угла относител
ьно оптимального значения. Полученные результаты
показывают необходимость постоянного контроля за величиной полуугла волоки при вол
о
чении стальной проволоки.


Список литературы


1,
Перлин И. Л., Ерманок М. З. Теория волочения. М.: Металлургия, 1971. 448

с.

2.
Головизнин С.М. Основные положения теории волочения проволоки: учебное пос
о
бие. М.: ФГУП НТЦ Информрегистр, 2016. № гос. регистрации 0321603089.

3.
Wright, Roger N. Wire technology: process engineering and metallurgy. Elsevier.
2011.
320 p.

4.
Eng
hag
,
Per
.
Steel

wire

technology. Sweden.
Öbo Univiy. 2009. 351

p.

1
1,1
1,2
1,3
1,4
1,5
1,6
1,7
1,8
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
№ прохода
Фактор дополнительной работы, Ф
6 градусов
-10%
+10%
10
20
30
40
50
60
70
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
№ прохода
Температура, °С
6 градусов
+10%
-10%

39

5.
Харитонов В.А., Головизнин С.М. Проектирование режимов высокоскоростного в
о
лочения проволоки на основе моделирования: монография. Магнитогорск: Изд
-
во Магнит
о
горск. гос. техн. ун
-
т
а им. Г.И. Н
о
сова, 2011. 117

с.

6.
George

E
.
Dieter
,
Howard

A
.
Kuhn
,
S
.
Lee

Semiatin. Handbook of workability and process
design.
Materials Park, OH: ASM International. 2003

414

p.

7.
Красильщиков Р. Б. Нагрев при холодном волочении проволоки. М.: Металлур
ги
з
дат, 1962. 88

с.


УДК 621.778.08


СРАВНЕНИЕ ТРЕБОВАНИЙ ОТЕЧЕСТВЕННЫХ И ЗАРУБЕЖНЫХ СТАНДАРТОВ

НА НИЗКОУГЛЕРОДИСТУЮ БУНТОВУЮ АРМАТУРНУЮ СТАЛЬ
1


Петров И
.
М
.


Филиал
ФГБОУ ВПО Магнитогорский государственный технический университет


им. Г.И. Носова
,
г. Б
е
лорецк,
Рос
сия



В настоящее время арматура для железобетонных конструкций является самым масс
о
вым видом проката строительного назначения. Повысить потребительские свойства арм
а
турной стали во
з
можно при тесном взаимодействии производителей и потребителей 
1
].

В России все большее значение приобретает промышленное и жилищное строительство
с пр
и
ме
нением готовых железобетонных кон
струкций, и в секторе строительства доступного
жилья панельное и крупнопанельное домостроение снова имеет все шансы захватить вед
у
щую роль. В настоящее время для реализации российских жилищных программ, снижения
издержек и себестоимости строительства многие крупные промышленно
-
строительные ко
м
плексы, осуществляющие собственное строи
тельство, закупают современное оборудование и
техн
ологии производства железобетонных изделий на уровне достижений XXI века. Прио
б
ретение самых современных и высокопроизводительных технологий и оборудования евр
о
пейского и мирового уровня для производства современно
го железобетона не даст должного
эффекта
по качеству конечного продукта, если для этих технологий будут исполь
зоваться
компоненты и материалы с ка
чественным уровнем, обеспече
н
ным по старым, еще советским
технологиям.

По этим причинам российский железобетон сегодня, даже при примене
нии тех же и
ли
однотипных технологий и оборудования, уступает железобетону европейских производит
е
лей, ко
торые в этом вопросе не стоят на месте по следующим важным призна
кам: энергосб
е
режению, металлоемко
сти, индустриальности, долговечности и безопасности. Это серь
езное
отставание является осно
ванием, чтобы сказать о том, что тех
нология отечественного сбо
р
ного железобетона по признакам используемых компонентов пока остается в кризисном с
о
стоянии, несмотря на се
рьезные капитальные и инвестицион
ные вложения в цело
м.

Также необходимо указать, что данная проблема во многом связана полностью уст
а
ревшей нормативной базы на металлопрокат. Применение норма
тивной документации, идеи
которой зарождались еще в 1970
-
1980
-
х годах, не позволяет металлургическим предприят
и
ям пр
авильно опреде
лить вектор развития своего произ
водства, а тенденции европейского



1

Работа выполнена под руководством проф., к.т.н. Харитонова В.А.


40

развития арматурного проката так и не были отражены в отечественных нормативах на пр
о
кат, несмотря на вышедший в 2006 году ГОСТ Р 52544
2006 [
2
].

В настоящее время в России
арматурный прокат для железобетонных конструкций в
ы
пускается в соответствии с требованиями двух межгосударственных стандартов ГОСТ 5781
-
82 и ГОСТ 10884
-
94, национального стандарта ГОСТ Р 52544
-
2006, стандарта организации
СТО АСЧМ 7
-
93 [
0
, а та
к
же нескольких ТУ 
3
].

Указанные стандарты в ряде требова
ний к арматуре в целом повторяют друг друга, но в
ряде вопросов имеют разночтения. Например, в соответствии с ГОСТ Р 52544
-
2006 кото
рый
распростр
а
няется на самый ма
ссовый вид арматурного проката класса А500С для обеспе
-
чения требуемой про
ч
ности сварных соедине
ний производитель обязан выдерживать значе
-
ние углеродного эквивалента по верхней и ниж
ней границам. Действительно, данный подход
позволяет получать достаточн
о прочные свар
ные соединения, удовлетворяющие требован
и
ям большинства потребителей проката
[4]
. Ссылаясь на принятое в ГОСТ Р 52544
-
2006 у
с
ловное обо
значение данная арматура классифицируется под индексом С. Этот индекс д
е
монстрирует потребителям возмож
ности свариваем
о
сти без значительного разупрочнения
шва соединений арматуры.

В то

же время в соответствии со стандартом СТО АСЧМ 7
-
93 самый массовый вид
проката класса А500С производится с химическим со
ставом, в котором нет необходимости
ограничи
вать ниж
нюю границу углеродного эквивалента. Это приводит к определенному
снижению проч
ности сварных соединений из
-
за разупрочнения шва при сварке. Дополн
и
тельно стоит отметить, что если в ГОСТ Р 52544
-
2006 присутствует обязательное прилож
е
ние с методикой испытан
ий и контролем свариваемости арматурного проката, то в СТО
АСЧМ 7
-
93 такой контроль не предусмотрен. Из этого следует, что в соответ
ствии с дейс
т
вующими документами на произ
водство самого массового арматурного проката для желез
о
бетонных конструкций класс
а А500С обозначаемая одинаково арматура имеет не одинако
-
вые эксплуатационные характер
и
стики.

Еще одним примером несоответствия стандартов на арматуру является срав
нение кла
с
сов А500С по ГОСТ Р 52544
-
2006 и Ат500С по ГОСТ 10884
-
94. Несмотря на одинаковые
требования в части механических свойств, тем не менее, данные классы арматуры имеют
различные требования в части прочности сварных соединений. Так
,

для арматуры А500С по
ГОСТ Р 52544
-
2006 результаты сварных со
единений считаются удовл
е
творительными если
ра
зрушение происходит вне места сварки или при разрушении в области сварного соедин
е
ния при временном сопротивлении не менее 600 МПа для горячекатаного и термомеханич
е
ски упрочненного проката. Однако арматура Ат500С по ГОСТ 10884
-
94 считается сваривае
-
мой, е
сли она удовлетворяет требованиям проч
ности сварных с
о
единений не менее 540 МПа.

Действующие стандарты на арматуру до
пускают возможность производства фактич
е
ски различной по своим потребительским свойствам продукции, которую потом можно атт
е
стовать как о
динаковую. Например, в соответствии со стандартом СТО АСЧМ 7
-
93 технол
о
гия произ
водства определяется производителем, то есть горячекатаную, термомеханически
упрочнен
ную и холоднодефо
р
мированную арматуру можно аттестовать как класс А500С.
Однако, такая пр
одукция будет отличаться друг от друга в части механических, технологи
-
ческих и эксплуатационных свойств.

Подобные примеры противоречия требова
ний нормативных документов к арматуре за
-
трудняют проектирование и строительство зда
ний и сооружений, приводят
к пересортице,
что в целом негативно сказывается на общей эффективности проектов. Такой подход к сво
й
ствам арматурного проката не дает возможности ме
таллургическим предприятиям массово
осваи
вать новые виды продукции, так как любое это требует определенны
х ресурсов, расход
которых может экономически не оправдать
ся в

виду неочевидности конкурентных преиму
-

41

ществ. То есть, сегодня металлургическому предприятию нет смысла осваивать качествен
-
ный арматурный прокат с высокими характери
стиками свариваемости, ес
ли практически
весь рынок закрывает продукция класса А500С по стандарту СТО АСЧМ 7
-
93 [
1
].

Повышение эффективности отечественного строительного комплекса, надежности и
безопасности эксплуатации строительных сооружений, снижение себестоимости железоб
е
тона,
а также необходимость сближения показателей качества отечественной арматурной
стали с европейским уровнем предполагает производство и применение бунтовой арматуры
c

комплексом более высоких х
а
рактеристик

[
2,

5
-
7]
.

Для решения данной проблемы 31 марта 2017
года был принят ГОСТ 34028
-
2016
Прокат арматурный для железобетонных конструкций. Технические условия, данный
стандарт вступает в силу 01 января 2017 года, а также 13 декабря 2016 года был принят га
р
монизированный ГОСТ Р 57357
-
2016/EN 10080:2005 Сталь д
ля армирования железобето
н
ных конструкций. Технические условия, который вступит в силу 01 июля 2017 года. След
у
ет отметить, что стандарт ГОСТ Р 57357
-
2016 полностью идентичен EN 10080:2005.

Целью статьи является сравнение требований ГОСТ 34028
-
2016 с ране
е действовавш
и
ми стандартами и ТУ, а также зарубежными аналогами, в частности с EN 10080:2005.

Сравнение стандартов произведено по основным группам показателей, таким как со
р
тамент, геометрическим параметрам, механическим свойствам, а также регламентируемо
му
значению угл
е
родного эквивалента.

Сравнение сортаментов представлены в
табл
.

1
.

Как видно из
табл. 1
, ГОСТ 34028
-
2016 регламентирует широкую номенклатуру ди
а
метров 27 значений в диапазоне от 4,0 до 40,0 мм. Тем не менее ГОСТ 34028
-
2016 не пр
е
дусматрив
ает изг
о
товление арматуры более 40,0 мм как
EN 10080:2005 до 50,0 мм, ТУ 14
-
1
-
5254
-
2006 до 60,0 мм и ГОСТ 5781
-
82 до 80 мм, а также менее 4,0 мм как, например, ТУ
14
-
170
-
217
-
94 до 3,0 мм.

В
табл
.

2

представлено сравнение требований стандартов по ге
ометрическим параме
т
рам и массе. Данные требования для арматурной стали диаметром 12 мм.

Как видно из
табл. 2
, ГОСТ 34028
-
2016 регламентирует большее значение критерия
анкеровки
f
R

по сравнению с
EN 10080:2005, но при этом EN 10080:2005 устанавливает
меньш
ее
допу
с
каемое отклонение от номинальной массы 1 м длины профиля по сравнению с
группой ОМ1 по ГОСТ 34028
-
2016. Следует отметить, что единственным стандартом, регл
а
ментирующим отклонение от номинальной площади поперечного сечения, является
ГОСТ Р
52544
-
200
6
.

В работе 
1
 представлены результаты исследований, проведённых в процессе соглас
о
вания проекта нового ГОСТ в рабочей группе Технического комитета 375 Металлопроду
к
ция из черных металлов и сплавов с заинтересованными про
изводителями и потребит
е
лями
ар
матурного проката сделан вывод, что в целом ме
таллурги готовы обеспечивать строител
ь
ный комплекс продукцией с дополнительными ха
рактеристиками, что
,

безусловно
,

снизит
жизнен
ный цикл строительных проектов вообще и их себестоимость
,

в частности, а также
окажет по
ложительное влияние на дальнейшее межотрас
левое сотрудничество.










42

Таблица 1

Сортаменты анализируемых стандартов



Стандарт



Сортамент



ГОСТ 6727
-
80

3,0; 4,0; 5,0

От 3,0 до 5,0; 3
диам.

ГОСТ 5781
-
82

6,0; 8,0; 10,0; 12,0; 14,0; 16,0; 18,
0; 20,0; 22,0; 25,0; 28,0; 32,0; 36,0;
40,0; 45,0; 50,0; 55,0; 60,0; 70,0; 80,0

От 6,0 до 80,0;
20 диам.

ГОСТ 10884
-
94

6,0; 8,0; 10,0; 12,0; 14,0; 16,0; 18,0; 20,0; 22,0; 25,0; 28,0; 32,0; 36,0;
40,0

От 6,0 до 40,0;
14 диам.

ГОСТ Р 52544
-
2006
(B500)

4,0;

5,0; 6,0; 8,0; 10,0; 12,0

От 4,0 до 12,0; 6
диам.

ГОСТ Р 52544
-
2006
(A500)

4,0; 5,0; 6,0; 8,0; 10,0; 12,0; 14,0; 16,0; 18,0; 20,0; 22,0; 25,0; 28,0;
32,0; 36,0; 40,0

От 6,0 до 40,0;
14 диам.

СТО АСЧМ 7
-
93

6,0; 8,0; 10,0; 12,0; 14,0; 16,0; 18,0; 20,0; 22
,0; 25,0; 28,0; 32,0; 36,0;
40,0

От 6,0 до 40,0;
14 диам.

ТУ 14
-
170
-
217
-
94

3,0; 3,5; 4,0; 4,5; 5,0; 5,5; 6,0; 6,5; 7,0; 7,5; 8,0; 8,5; 9,0; 9,5 10,0; 10,5;
11,0; 11,5; 12,0; 12,5; 13,0; 13,5; 14,0

От 3,0 до 14,0;
23 диам.

ТУ 14
-
1
-
5254
-
2006

6,0; 8,0; 10,0
; 12,0; 14,0; 16,0; 18,0; 20,0; 22,0; 25,0; 28,0; 32,0; 36,0;
40,0; 45,0; 50,0; 55,0; 60,0

От 6,0 до 60,0;
18 диам.

СТБ 1704
-
2006 пр
о
фили 1 и 4, гладкий
профиль

6,0; 8,0; 10,0; 12,0; 14,0; 16,0; 20,0; 25,0; 28,0; 32,0; 40,0

От 6,0 до 40,0;
14
диам.

СТБ

1704
-
2006 пр
о
фили 2 и 3

4,0; 5,0; 5,5; 6,0; 8,0; 10,0; 12,0; 14,0; 16,0

От 4,0 до 14,0; 9
диам

ДТСУ 3760
-
2006 (ISO
6935
-
2:1991, NEQ)

5,5; 6,0; 8,0; 10,0; 12,0; 14,0; 16,0; 18,0; 20,0; 22,0; 25,0; 28,0; 32,0;
36,0; 40,0

От 5,5 до 40,0;
15 диам.

EN 1008
0:2005

4,0; 4,5; 5,0; 5,5; 6,0; 6,5; 7,0; 7,5; 8,0; 8,5; 9,0; 9,5; 10,0; 11,0; 12,0;
14,0; 16,0; 20,0; 25,0; 28,0; 32,0; 40,0; 50,0

От 4,0 до 50,0;
23 диам.

ГОСТ 34028
-
2016

4,0; 4,5; 5,0; 5,5; 6,0; 6,5; 7,0; 7,5; 8,0; 8,5; 9,0; 9,5; 10,0; 11,0; 12,0;
13,0
; 14,0; 15,0; 16,0; 18,0; 20,0; 22,0; 25,0; 28,0; 32,0; 36,0; 40,0

От 4,0 до 40,0;
27 диам.


Таблица 2


Сравнение требований стандартов по геометрическим параметрам и массе


Стандарт

Допускаемое

отклонение

от номинальной

площади поперечного
с
е
чения

Доп
ускаемое

отклонение

от номинальной

массы 1 м длины

пр
о
филя

Относительная

площадь смятия

поперечных ребер

пр
о
филя
f
R

ГОСТ 6727
-
80







ГОСТ 5781
-
82




7



ГОСТ 10884
-
94




7



ГОСТ Р 52544
-
2006
(B500)

±4,5

±4,5

0,045

ГОСТ Р 52544
-
2006
(A500)

±8

±8

0,045

СТО АСЧМ 7
-
93



±8

0,045

ТУ 14
-
170
-
217
-
94



±5



ТУ 14
-
1
-
5254
-
2006



±8

0,045

СТБ 1704
-
2006

проф
и
ли 1 и 4



±6

0,045

СТБ 1704
-
2006

проф
и
ли 2 и 3



±6

0,045

ДТСУ 3760
-
2006

(ISO 6935
-
2:1991, NEQ)



±8

0,045

EN 10080:2005



±4,5

0,04

ГОСТ 34028
-
2016



±8ОМ1; от

2 до

8
ОМ2

0,045


43

В
табл
.

3

приведено сравнение требований стандартов по механическим свойствам и
углеро
д
ному эквиваленту.

Таблица 3

Сравнение требований стандартов по механическим свойствам

и углеродному эквив
а
ленту


Ста
н
дарт

Предел

текуч
е
сти


т

(

0,2
)

Предел

прочн
о
сти


в

Относ
и
тел
ь
ное

удлин
е
ние


5

Равноме
р
ное удлин
е
ние


, %

Полное

относ
и
тельное

удлин
е
ние

при ма
к
симал
ь
ном н
а
пряж
е
нии

max

Отнош
е
ние

в
/

т

(

в
/

0,2
)

Углеро
д
ный

эквив
а
лент

C
экв

1

2

3

4

5

6

7

8

ГОСТ

6727
-
80

490













ГОСТ

5781
-
82

235

295

295

390

590

785

980

373

490

441

590

883

1030

1230

25

19

25

14

6

7

6









2

2

2











0,62







ГОСТ
10884
-
94

440

500

600

800

1000

1200

550

600

800

1000

1250

1450

16

14

12

8

7

6





4

2

2

2





0,32

0,
40

0,44







ГОСТ Р
52544
-
2006
(B500)

500

550





2,5

1,05

0,52

ГОСТ Р
52544
-
2006
(A500)

500

600

14





1,08

0,52

СТО АСЧМ
7
-
93

400

500

600

500
(480)

600
(550)

740
(660)

16

14

12



2,5

1,05

0,50

0,52

0,67

ТУ

14
-
170
-
217
-
94

500

600

550

660

14

12





1,0
3



ТУ

14
-
1
-
5254
-
2006

400

500

500

600

16

14

2



1,1

0,52

СТБ

1704
-
2006
гладкий

пр
о
филь

240



25





1,3

0,40

СТБ

1704
-
2006
проф. 1 и 4

500



14



5,0

1,08

0,52

СТБ

1704
-
2006
проф. 2 и 3

500



12



2,5

1,05

0,52


44

Окончание таблицы
3

1

2

3

4

5

6

7

8

ДТСУ

3760
-
2006

(ISO 6935
-
2:1991,

NEQ)

240

400

500

600

800

1000

370

500

600

800

1000

1250

25

16

14

12

8

7







4

2

2



5

5

5

3,5

3,5

1,05



0,25 (0,30)
-
0,52

0,30
-
0,52

0,40
-
0,65

0
,65



EN

10080:2005

400

500

600

500

600

800





2,5

5,0

7,5


1,05


1,08


1,15

1,35

0,52

ГОСТ

34028
-
2016

240

400

500

500

600

800

1000

380









1000

1250

25

16

14

10

14

8

7



4,7

4,7

1,8

4,7

2,0

2,0




; 7,0


; 5,0; 7,0


; 5,0



3,5

3,5



1,10

1,05

1,02

1,05

1,25

1,25



0,24(0,28)
-
0,52

0,24(0,38)
-
0,52(0,57)

0
,
52

0,40
-
0,67

0,40
-
0,67




По сравнению с действующими нормативными документами
,

ГОСТ 34028
-
2016

пред
у
сматрив
а
ет 
8
]:

-

предоставление выбора способа производства проката изготовителю. По требованию
способ производства сообщается потребителю;

-

в размерный ряд проката вклю
чены дополнительные размеры: от 4 до 10 мм с инте
р
валом через 0,5 мм, от 10 до 20 мм
-

с интервалом 1 мм.

-

введение трех базовых форм периодического профиля.

-

две группы предельных отклонений по массе 1 м длины проката, при этом одна из
них в м
и
нусовом поле
допуска;

-

приведение прочностных свойств проката в соответствие с актуализированным
СНиП СП 63.13330. 2012;

-

введение двух новых уровней пластичности проката для классов А400, А500 и А600,
соо
т
ветствующих Euono EN 1992 1
-
1:2005,
EN 10080:2005
 и IO 69
53
-
2: 2007:




 5 % для категории пластичности Н;




 7 % для категории пластичности Е сейсмически стойкий прокат;

-

по требованию потребителя
-

гарантию стойкости проката против коррозионного
растреск
и
вания и выносливость при много
-
цикловых нагрузках.

Применение нового межгосударственного стандар
та ГОСТ 34028
-
2016 Прокат арм
а
турный для железобетонных конструкций позволит металлургам в значительной степени
обеспечить строительный рынок качественными видами арматурного проката в с
о
ответствии
с самыми
высокими м
и
ровыми требованиями 
0
].


Список литературы


1.
Цыба О.О., Дьячков В.В., Саврасов И.П. и др.
О новом межгосударственном ста
н
дарте ГОСТ 34028
-
2016 прокат арматурный для железобетонных конструкций //
Вестник
БГТУ им. В.Г. Шух
о
ва, №3, 2017, С. 23
-
31.

2.
Дорохин П.С., Харитонов В.А. Прогресс в структуре потребления арматурного пр
о
ката ди
а
метром до 18 мм неизбежен // Стройметалл №

3. 2012. С. 14
-
23.


45

3.
Харитонов В.А., Петров И.М.
Совершенствование техноло
гических процессов пр
о
изводства низкоуглеродистой бунтовой арматурной стали // Актуальные проблемы совр
е
менной науки, техники и образования: Материалы трудов 71
-
й науч
.
-
техн
.

конференции.
Магнитогорск: Изд
-
во Ма
г
нитогорск. гос. техн. ун
-
та им. Г.И.Носова,
2013. Т.1. С. 273
-
276.

4. Слышенков С.О., Дячков В.В., Зборовский Л.А. О свариваемости арматуры класса
А500С // Промышленное и гражданское строи
тельство. 2017. № 1. С. 78
-
82.

5. Михайлов К.В.
Задачи отечественной строительной науки в области арматуры и
пр
едварительно н
а
пряженных железобетонных конструкций // Бетон и железобетон. 2001.
№3. С. 2
-
3.

6. Взгляд в будущее / Снимщиков С.В., Харитонов В.А., Суриков И.Н., Аникеев В.В. //
Стро
й
металл. 2013. №5. С. 7
-
13.

7. Харитонов В.А., Петров И.М. Оценка и направ
ления повышения конкурентоспосо
б
ности бунтовой арматурной стали // Вестник Магнитогорского государственного технич
е
ского университ
е
та им. Г.И. Носова. 2013. №

4. С. 65
-
69.

8
. Пояснительная записка к первой редакции проекта межгосударственного стандарта
ГОС
Т Прокат арматурный для железобетонных конструкций. Технические условия
.


УДК 621.778:658.652


МОДЕЛИРОВАНИЕ ТЕХНОЛ
ОГИЧЕСКИХ ПРОЦЕССОВ
МЕТИЗНОГО
ПРОИЗВОДСТВА В УСЛОВ
ИЯХ НЕОПРЕДЕЛЕННОСТИ

ИСХОДНЫХ ДАННЫХ


Ширяев О.П.
1
, Корчунов А.Г.
2
, Пивоварова К.Г.
2


1

О
АО ММК
-
МЕТИЗ
, г. Магнитогорск

2

ФГБОУ ВО Магнитогорский государственный технический

университет им. Г.И.Носова, г. Магнитогорск


В последние годы в России наблюдается растущий спрос на продукцию метизных
предприятий. Увеличиваются требования к надежно
сти и качеству изделий, что ставит перед
производителями множество задач, выполнение которых обеспечивает надлежащий уровень
качества продукции.

Для успешного решения задач по управлению качеством продукции необходимо иметь
математические модели, формальн
о описывающие взаимосвязи между параметрами упра
в
ления процессом обработки и показателями качества продукции.
Математическое моделир
о
вание сложных технологических процессов и управление ими представляет собой трудн
о
разрешимую проблему. Причинами этого явля
ется наличие многочисленных взаимосвязей
между отдельными составляющими технологического процесса и обилие ограничительных
условий на допустимые значения параметров, характеризующих состояние процесса.

Процессы метизного производства включают в себя множес
тво технологических оп
е
раций: травление, волочение, термическую обработку, профилирование, стабилизацию и др.
Математические модели этих процессов представляют собой совокупность взаимодейс
т
вующих моделей технологических операций с переключениями между ним
и. Таким образом,
процессы метизного производства имеют многостадийный характер, причем стадия


это
технологическая операция.
Степень влияния технологии на каждом этапе обработки зависит
от технологии на предыдущих технологических шагах. В реальных услови
ях мы сталкивае
м

46

ся с нестабильностью вариативностью технологии, проявляющейся в том, что при обрабо
т
ке одним и тем же технологическим режимом может быть получена продукция с существе
н
но различающимися конечными свойствами. Имеет место неоднозначное опред
еление кач
е
ства продукции, т.е. показатели качества не задаются одним значением, а имеют интервал, в
пределах которого каждый конкретный показатель может варьироваться. Поэтому для
управления качеством метизной продукции важнейшим становится уменьшение отк
лонения
значений показателей качества на отдельных технологических операциях, которые проходит
продукция в свой жизненный цикл, тем самым повышая ее конечные свойства.

Математические модели, описывающие процессы формирования показателей качества
изделий в
технологиях метизного производства, можно разделить на однозначно определе
н
ные детерминированные и находящиеся в условиях неопределенности. При исследовании
технологических процессов всегда присутствуют неточные исходные данные, неопределе
н
ность которых
порождается различными факторами. Для корректного анализа сложных те
х
нических систем требуются математические модели, учитывающие неопределенность и
с
ходных данных. Одним из эффективных средств учета неопределенности являются модели с
элементами нечеткой ло
гики


лингвистическими и нечеткими переменными, заданными в
виде функций принадлежности нечеткому множеству 1, 2.

Обобщенной целью разработки любой модели можно считать получение с ее помощью
информации для принятия тех или иных решений. Поэтому успех в

достижении конкретных
целей прогноз, оптимизация и т.д. во многом зависит от объема и качества информации,
получаемой с помощью моделирования. Однако, усложнение и детализация математической
модели на практике ограничены принципом несовместимости, котор
ый заключается в том,
что
,

чем глубже анализируется реальная сложная система, тем менее определенны наши с
у
ждения о ее поведении. Иными словами, сложность системы и точность, с которой ее можно
анализировать, связаны обратной зависимостью.

Необходимость уч
ета этого принципа при исследовании технических объектов очеви
д
на и следует из анализа самого процесса моделирования. Действительно, добавление к си
с
теме соотношений, описывающих поведение объекта каждого нового уравнения
,

неизбежно
ведет к росту числа нео
пределенных параметров модели, что снижает достоверность колич
е
ственной информации, получаемой с ее помощью. По мере усложнения описания объекта,
неопределенность получаемой информации возрастает, что в итоге делает ее практически
непригодной. Избежать это
го, используя методы параметрической идентификации, удается
лишь отчасти как из
-
за технических трудностей, так и по причине резкого роста корреляции
между оцениваемыми параметрами с увеличением их числа.

В определенной мере расширить границы сложности мод
елей удается с помощью д
е
композиции полной модели на подмодели, качество которых можно оценить до включения
их в общую систему. В конечном итоге разумное разбиение полной модели на составляющие
позволяет построить работоспособную систему, обеспечивающую ис
следователю достове
р
ную информацию при приемлемых затратах машинного времени.

Относительно многостадийного технологического процесса декомпозиция заключается
в вычленении одной или нескольких технологических операций из общей системы. Иными
словами, если
имеется модель технологического процесса
M
, состоящего из
n

операций, то
из нее всегда можно выделить модель
M
'

в качестве подсистемы, соответствующую опер
а
ции
m
. Структуру математической модели удобно представлять в виде ориентированного

графа Кенига, в
котором А

-

вершины

обозначают

входные параметры, B

-

вершины


в
ы
ходные параметры, 

-

вершины
-

соотношения, уравнения, связывающие переменные.


47

Структуру модели многостадийного технологического процесса можно представить
графом, изображенным
на рисунке
. При вычленении подмодели
M
'

из
M

параметр
A
m

ост
а
ется входным, B
m

-

выходным. Уравнения 
m

подмодели
M
'

требуют для себя в качестве
входных значения параметров B
m
-
1
, точную информацию о которых можно получить только
из полной модели
M
, включающей
M
'
.



Выделение подмодели
M
'

из модели
M


пунктиром отмечены дуги, соответствующие обрываемым связям

Таким образом, B
m
-
1

являются входными параметрами для модели
M
'

в силу того, что
при вычленении
M
'

из
M

произошел разрыв связей этих

параметров с уравнениями подмод
е
ли
M
. В дальнейшем будем называть такие параметры параметрами разорванных связей. Т
а
Операция
2

Операция
m
-
1

Операция
m

Операция
n





M

M
'

Операция 1

W
m

A
1

В
1

W
1

В
2

W
2

В
m
-
1

W
m
-
1

В
m

Операция
m
+
1

В
m
+1

W
m
+1

A
m
-
1

A
m

A
2

A
m
-
1

A
n

В
n

W
n


48

ким образом, параметрами разорванных связей модели
M

и подмодели
M
'

являются все
входные параметры
M
'
, не являющиеся входными для
M

В общем

случае обобщенную формулировку математической модели можно предст
а
вить в виде 3
-
6
]

,







(1)


где
,



векторы входных и выходных переменных модели;



векторы
параметров
разорванных связей.

Пусть для математической модели, обобщенная формулировка которой может быть
представлена в виде 1, имеем



вектор контролируемых входных переме
н
ных;



выходные переменные, причем

контролируемые выходные
переменные могут быть сравнимы с экспериментально полученными значениями
, остальные

переменные не измеряют
ся неконтролируемые переме
н
ные;



вектор параметров разорванных связей.

Обозначим критерии точности модели, зависящие от разностей

и
формализованные с помощью соответствующих функций

желательности как
.
Поскольку эти

критерии характеризуют точность расчета

различных

физических характер
и
стик, не одинаковым образом отраженных в целях моделирования, они могут иметь разную
важность
,

с точки зрения оценки

качества модели. Последнее должно быть учтено при их
ранжировке.

Группу критериев, определяемых требованиями к неконтролируемым выходным пер
е
менным модели обозначим как
. Они могут иметь значительную важность и
относятся к критериям

физичности. Требования к

обычно заключаются лишь в
том, чтобы их значения находились в физически допустимых диапазонах с возможными ра
с
пределениями предпочтений внутри последних.

Вводя обозначения

,





(2
)


,





(3)

где



вектор коэффициентов относительной важности, обобщенный критерий качества
модели
D

для фиксированных значений вектора входных переменных

и век
тора параме
т
ров разорванных связей

представим в виде


,




(4)

здесь



некоторый оператор свертки частных критериев.

Конкретизация оператора свертки критериев

д
олжна проводиться с учетом способа
формализации частных критериев и требований к оптимальности

в

глобальном


смысле.
При описании


частных


критериев

функциями

желательности

допуская

их

вырождение

в обычные четкие ограничения типа неравенств и тр
ебованиях к модели в максимальной
степени удовлетворять как критериям точности, так и физичности, обобщенный критерий
качества можно представить в виде








,
Χ
f
Y
X

Y





n
x
x
X
,...,
1




m
y
y
Y
,...,
1


j
y
y
,...,
1
j
э
э
y
y
,...,
1
m
j
y
y
,...,
1



m




,...,
1

)
,...,
1
(
j
i
y
y
i
э
i


jy
y
С
С
,...,
1
my
y
j
С
С
,...,
,
1

m
j
y
y
,...,
1









m
my
y
j
у
y
С
y
С
Y
С
,...,
1
,
1






пу
у



,...,
1




Х






















,
,
ˆ
ˆ
,
ˆ
,




X
f
C
L
Y
C
L
X
D
L
ˆ

49

,


,






(5)


,

г
де



функции желательности критериев.


Введенный критерий качества математической модели зависит лишь от ее точности и
физичности, т.е. определяется только внутренне присущими данной модели свойствами. При
необходимости круг частных крит
ериев оценки качества модели может быть легко расш
и
рен. После формализации с помощью подходящих функций желательности эти критерии м
о
гут быть включены в свертку 5.

Работа проведена при финансовой поддержке Минобрнауки России в рамках реализации
комплексн
ого проекта по созданию высокотехнологичного производства с участием высшего
образовательного учреждения Договоры



02.G25.31.0178 от 01.12.2015

г.;

№ МК204895
от

27.07.2015

г..

Список литературы


1. Корчунов А.Г. Управление качеством продукции металлург
ии в условиях нечеткости
технологической


информации // Обработка сплошных и слоистых материалов. 201
1
. №

1. С.
95
-
100.

2. Корчунов А.Г. Управление технологической наследственностью в метизном прои
з
водстве на основе нечетких моделей // Моделирование и раз
витие процессов обработки м
е
таллов давлением: Темат. сб. науч. тр. Магнитогорск: МГТУ, 2009. С. 275
-
285.

3. Дилигенский Н.В., Дымова Л.Г., Севастьянов П.В..Нечеткое моделирование и мног
о
критериальная оптимизация производственных систем в условиях неопредел
енности: техн
о
логия, экономика, экология: монография
.
М.: Машиностроение
-
1, 2004. 335

с.

4. Производство стальной проволоки: монография / Х.Н. Белалов, Н.А. Клековкина,
Г.С. Гун, А.Г. Корчунов и др. Магнитогорск: МГТУ, 2005. 543 с.

5. Инновационные металли
ческие материалы: монография / под общ ред В.М. Кол
о
кольцева. Магнитогорск: Изд
-
во Магнитогорск. гос. техн. ун
-
та им. Г.И. Носова, 2016. 371 с.

6. Стальная проволока: монография / Х.Н. Белалов, Н.А. Клековкина, Г.С. Гун, М.А.
Полякова. Магнитогорск: Изд
-
во

Магнитогорск. гос. техн. ун
-
та им. Г.И. Носова, 2011. 689 с.



















my
my
y
y
c
c
X
D




,...,
min
,
1
1




1
1
,
1



j
i
m
i
m

0
,...,
1

ту
у


my
y
C
C


,...,
1

50

УДК

621.771


ОПРЕДЕЛЕНИЕ УСИЛИЙ ПРИ ПОПЕРЕЧНОМ ВЫДАВЛ
И
ВАНИИ


Б
елан

А.К., Н
екит

В.А., П
латов

С.И., О
гарков

Н.Н., Б
елан

О.А.



ФГБОУ ВО Магнитогорский государственный технический универ
ситет им Г.И. Носова,
г. Ма
г
нитогорск, Россия


Введение


Одним из факторов, ограничивающих высадку головки при холодной объёмной шта
м
повке за переход, является продольная устойчивость стержня, кот
о
рая в значительной мере
определяет стабильность технологич
еских процессов и их то
ч
ность.

Результаты предыдущих исследований показывают 1
-
4, что для предварительной
высадки головки с отношением
, где
-

длина металла под высадку головки,
-

диам
етр металла под высадку головки, применяют штамповку методом поперечного выда
в
ливания. Штампы для поперечного выдавливания имеют конструкцию, обеспечивающую
жесткое защемление участка заготовки5
-
6. Высадка головки осуществляется следующим
обр
а
зом 
рис. 1
).



Рис. 1. Схема процесса высадки в штампе

для поперечного выдавлив
а
ния:

1


заготовка; 2


скользящий сердечник;

3


пуансон; 4


матрица; 5


корпус пуа
н
сона


Корпус пуансона
3

надвигается на заготовку
1
. Большая часть длины высаживаемой
части н
а
пра
вляется в цилиндрическое отверстие, диаметр которого примерно равен диаметру
заготовки. Пр
о
исходит защемление заготовки в рабочей части корпуса пуансона и матрицы.
Деформирование

ос
у
ществляется с помощью скользящего внутри пуансона сердечника
2
.
5
.
2
0
0

d

0

0
d

51

По мере п
родвижения сердечника вперед, заготовка заполняет пространство в корпусе пуа
н
сона или матрицы, принимая форму головки.

При штамповке возникают большие усилия на инструмент. Поэтому при разработке
технологии и проектировании инструмента важно не только обес
печить устойчивость заг
о
товки, но и обеспечить хорошую стойкость инструмента, для чего необходимо определять
усилия деформиров
а
ния.


Методика исследования


Кинематика течения металла и силовой режим поперечного выдавливания отличаются
от обычной высадки.
При холодной штамповке головок стержневых изделий из цилиндрич
е
ской заготовки в штампе для поперечного выдавливания промежуточную заготовку можно
условно разделить на два участка, в зависимости от направления течения металла 6
(
рис. 2
).



Рис. 2.
Расчётная схема к определению усилий в штампе для поперечного выдавливания:

1


ц
и
линдрический участок, в котором металл не претерпевает формоизменений;

2


участок, в котором металл течет только в радиальном направл
е
нии


В соответствии с этим
,

необходим
о рассмотреть условия течения металла на обоих уч
а
стках, в совокупности определяющих усилие выдавливания.

Осевое давление на первом участке с достаточной точностью определяется трением м
е
талла о стенки пуансона 7
-
12]







,




(1)

где µ
1



коэффициент трения на первом участке; σ
s



напряжение текучести на первом участке,
которое здесь и в дальнейшем определяли как функцию интенсивн
о
сти деформации
е
i


1
0
s
1
тр
1
d
P
P







52

,

где
, С, С
1



постоянные, зависящие

от марки стали, определяются расчетом по да
н
ным испытаний на растяжение;
N

-

коэффициент, зависящий от химического состава мат
е
риала для чёрных металлов принимают
N

 25, для цветных


N

= 10);
d
0



диаметр цилин
д
рическ
о
го участка;

1



длина участка.

Дл
я определения усилия на втором участке деформирования используем м
е
тод баланса
работ. Уравнение баланса работ можно записать







(2)

где А
А



работа активных деформирующих сил;
А
Д



работа деформации на втором участке;
А
Т



работа
, затрачиваемая на преодоление сил контактного трения на торцевых участках п
у
ансона и матрицы;
А
1



работа сопротивления со стороны цилиндрического первого учас
т
ка.

При этом


,



(3)

где 
h



уменьшение высоты заготовки.

Согласно р
аботе

7 деформации на втором участке



.




(4)


Рассмотрим этот участок, используя цилиндрические координаты. Разобьем его на две
хара
к
терные зоны: зона А и зона Б см.
рис. 2
).

Тогда


.



(5)


В зоне А деф
ормация аналогична традиционной осадке. Характерной особенностью
деформации на этом участке является то, что деформация в осевом направлении

постоя
н
на и в любой то
ч
ке очага деформации

.


Тогда, если принять н
апряжения текучести σ
s

усредненным по всему очагу д
е
формации
можно записать


.



(6)


i
i
Ne
e
пред
i
S
C
C





e
e
1
)
(


пред
i
)
(

1
А
А
А
А
Т
Д
А



h
Р
А
А




V
i
S
Д
dV
А








A
Б
V
V
Б
i
S
A
i
S
ДБ
ДА
Д
dV
dV
А
А
А




z

h
h
z




h
d
А
S
ДА




4
2
0

53

Характерной особенностью для зоны Б является то, что усилие деформирования дейс
т
вует не на контакте металла с инструментом, а со стороны зоны А. То
гда работа деформации
для зоны Б о
п
ределяется как 5:

,




(7)

где
;
;
.


Работу на преодоление сил контактного трения на двух торцевых поверхностях опр
е
делим по
формуле:


,


(8)


Касательное напряжение на контактной поверхности

определяли как:

,

где
-

коэффициент трения на втором участке.

Подставляя уравнения 6, 7, 8
 в уравнение 2 получим выражение для определения
осевой силы Р :


,



(9)


где Р
1



осевое давление на первом участке; Р
ДА



усилие деформации в зоне А; Р
ДБ



усилие
дефо
р
мации в зоне Б; Р
Т



усилие, затрачиваемое на преодоление с
ил трения на торцевых
участках пуанс
о
на и матрицы.


Обсуждение результатов исследования


Для анализа уравнения 9 разделим левую и правую часть этого уравн
е
ния на Р
ДА
, т.е.
получим выражение отношения полного усилия штамповки в штампе для поперечного в
ы
да
вливания к ус
и
лию осадки в зоне А.


.



(10)































r
h
r
R
c
r
R
c
k
r
k
k
r
k
r
k
h
A
S
ДБ





ln
3
2
3
2
2
2
2
3
2
2
3
4
2
4
4
4
4
r
R
kr





3
3
3
3
r
R
kr




2
2
2
2
r
R
kr




























r
R
c
r
R
r
r
R
h
А
k
Т
6
12
4
3
3
4
4


k

S
k



2

2

h
А
А
А
Р
Р
T
ДБ
ДА





1
ДА
Т
ДА
ДБ
ДА
ДА
Р
Р
Р
Р
Р
Р
Р
Р




1
1

54

Установлено,

что

отношение



зависит от отношений
,

и параметра

(
рис.

3
. Пр
и
чем, согласно закону постоянства объе
ма, принято, что
.





при

при




при



при

Δ
h
/
h

Рис. 3. Зависимости

при различных значениях

и


Анализ зависимостей, представленных на
рис. 3

показывает, что

с увеличением отн
о
шения

и параметра
, характеризующего угол наклона боковых стенок пуансона и ма
т
рицы, величина

растет. Интенсивность этого роста зависит от отношения
. С увел
и

Р/Р
ДА

з
/h
кр

Δ
h/h
кр

Δ
h/h
кр

Δ
h/h
кр


Р/Р
ДА

з
/h
кр

Р/Р
ДА

з
/h
кр

Р/Р
ДА

з
/h
кр

φ


φ

φ

φ

ДА
Р
Р
h
h

h
r

h
h
r
R



1
1
1,1
1,2
1,3
1,4
1,5
1,6
1,7
1,8
1,9
2
0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
dh/h
P/Рда
0
1
2
4
6
1
1,1
1,2
1,3
1,4
1,5
1,6
1,7
1,8
1,9
2
0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
dh/h
P/Рда
0
1
2
4
6
2
.
0

h
r
3
.
0

h
r
1
1,1
1,2
1,3
1,4
1,5
1,6
1,7
1,8
1,9
2
0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
dh/h
P/Рда
0
1
2
4
6
1
1,1
1,2
1,3
1,4
1,5
1,6
1,7
1,8
1,9
2
0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
dh/h
P/Рда
0
1
2
4
6
4
.
0

h
r
5
.
0

h
r







h
h
Р
Р
ДА

h
r
h
h

ДА
Р
Р
h
r

55

чением этого отношения, т.е. с уменьшением высоты свободно осаживаемой зоны, влияние

на величину

несколько снижается. С увеличением отношения
, влияние пар
а
метра

на в
е
личину

увеличивается.

Экспериментальное исследование энергосиловых параметров

при поперечном выдавливании


Для проверки результатов теоретических исследований энергосиловых параметров б
ы
ли проведены эксперимен
тальные исследования по высадке цилиндрических головок в
штампе с подпр
у
жиненным пуансоном. Испытания проводились на машине для испытаний
на сжатие МС
-
2000. Для этого была разработана и изготовлена экспериментальная установка
(
рис. 4
, позволяющая смоделир
овать процесс высадки в штампе с подпружиненным пуа
н
соном, из заготовок диаметром 5,25 мм высаживались цилиндрические головки различных
размеров.

Начало высадки

Конец высадки






Рис. 4. Приспособление для моделирования процесса высадки цилиндрических головок
методом поперечного выдавливания:

1


матрица; 2


пуансон; 3


корпус; 4


основание; 5


упор;

6


ст
а
кан; 7


выталкиватель; 8


сердечник; 9


заготовка


В данной ус
тановке заготовка 9 длиной
L
,
опираясь на выталкиватель 7,
находится в
канале неподвижного пуансона 2,
диаметр канала примерно равен ди
а
метру заготовки. За
счет минимального зазора между заготовкой и каналом в пуансоне, происходит плотное
прижатие заготовк
и к стенкам пуансона в его рабочем канале. Деформирование осуществл
я
ется с помощью скользящего внутри пуансона сердечника 8. По мере продвижения серде
ч
ника вперед, под действием упора 5, заготовка заполняет пространство в корпусе пуансона и
принимает цилин
дрическую форму головки. Длина незащемленной части заготовки при этом
h
h

ДА
Р
Р
h
r
ДА
Р
Р

56

равна
, где


общая длина высаживаемой части заготовки;



высота заще
м
ления заготовки в канале пуансона. Деформирующ
ая сила на заг
о
товку передается через
упор 5 и сердечник 8. Соосность приложения деформирующей силы обеспечивается сборкой
приспособления в корпусе 3, который устанавливается на основании 4.

Эксперименты проводились при отношениях длины высаживаемой части
заготовки к
ее диаметру в диапазоне от 2.5

до
4.2. Исходные заготовки изготавливались на холодновыс
а
дочном автомате. Для определения усилия высадки задавалось перемещение пуансона, с
о
отве
т
ствующее определенной величине деформации, и регистрировалась велич
ина усилия
высадки на приборе машины. Размеры цилиндрических головок и результаты замеров техн
о
логических ус
и
лий приведены в
табл. 1
.


Таблица 1

Результаты экспериментов по высадке цилиндрических головок

в штампе для поперечного выда
в
ливания


Мат
е
риал

Ди
а
метр
голо
в
ки,
мм

Выс
о
та
голо
в
ки,
мм


Усилие высадки, кН

e
i
, %

Образец №

1

2

3

4

5

сре
д
нее


Сталь

марки
20


10.0

6.0

4.2

12

20

19

20

19

20

19.6

24

23

20

22

22

21.5

21.7

36

26

27

2
5

29

28

27.0

48

31

33

29

33.5

33

31.9

60

40

41

32.5

41

40

38.9

65

41

41

34

42

41

39.8

9.5

6.0

3.7

10

15

12

10

10.5

10.5

11.6

20

16.5

16

14

16

16

15.7

30

20

19

19

21.5

19

19.7

40

25

23.5

25

25

23.5

24.4

50

28

29

28

27.5

28

28.1

60

30

31

30.5

31.5

30.5

30.7

8.5

6.0

3.0

19

12.5

12

11.5

12

10

11.6

38

18

19

18

19

19

18.6

49

24.5

24

24.5

24.5

24.5

24.4

7.8

6.0

2.5

30

17

17

17

16.5

17

16.9

40

21

21

21.5

21.5

21

21.2


1
0




h
0

1

0
0
/
d


57

В
табл
.

2

приводится сравнение результатов теоретическ
их и экспериментальных и
с
следований по определению усилий высадки цилиндрических головок в штампе для поп
е
речного выдавливания.

Таблица 2

Сравнительная таблица теоретических и экспериментальных данных

по высадке цилин
д
рических головок в штампе для попере
чного выдавливания


Мат
е
риал

Диаметр
г
о
ловки,
мм

Высота
г
о
ловки,
мм



Кол
-
во

о
б
разцов

Усилие в
ы
садки,

кН

П
о
греш
-

ность, %

эк
с
пер.

теор.


Сталь

марки

20


10.0

6.0

4.2

5

39.8

36.07

9.3

9.5

6.0

3.7

5

30.7

32.18

4.5

8.5

6.0

3
.0

5

24.4

25.52

4.3

7.8

6.0

2.5

5

21.2

21.27

0.3


Заключение


Для оценки расхождения теоретических и экспериментальных значений усилий в
штампе
для поперечного выдавливания
, на
рис. 5

приведены зависимости Ре
i
, определе
н
ные теор
е
тическим и эксперимент
альным путем.

Сравнение теоретических и экспериментальных данных показывает, что разработанная
методика позволяет с достаточной точностью рассчитывать энергосиловые параметры в
штампе для поперечного выдавливания. Расхождения между расчетными и эксперимент
ал
ь
ными данными не пр
е
вышают 10 %.



Рис. 5. Изменение усилий деформирования в штампе

для поперечного выдавливания в зав
и
симости от степени деформации

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

0

0,2

0,4

0,6

0,8

e
i

--

--

теоретическое

------

эксперимент

.


0
0
d
/

кН
,
Р

58

Установлено что, усилие деформирования в штампе для поперечного выдавлива
ния
складывается из усилия, затрачиваемого на преодоление сил контактного трения между р
а
бочей поверхностью пуансона и деформируемым металлом 30

40

%, усилия деформир
о
вания в матрице 60

70

% и усилия затрачиваемого на преодоление сил контактного тр
ения
на торцевых поверхн
о
стях пуансона и матрицы 2

3

%).

Экспериментальные исследования показали, что разработанная методика позволяет с
достаточной точностью рассчитывать усилия в штампе для поперечного выдавливания. Ра
с
хождения между расчетными и экспер
иментальными данными не превышают 10 %. Таким
образом, теоретические результаты близки к экспериментальным, что свидетельствует о
возможности применения предлагаемой методики в практических расчетах усилий при
п
о
перечном в
ы
давливании.



Список литературы


1.
Холодная объемная штамповка
:

с
правочник. Под. ред. Г.А. Навроцкого. М.: Маш
и
ностро
е
ние, 1973, 496 с.

2.
Паршин В.Г., Артюхин В.И., Белан О.А.
Обеспечение продольной устойчивости при
холодной штамповке заготовок с целью получения головок стержневых издел
ий увеличе
н
ных размеров

//

Эффективные технологии производства метизов: Сб. науч. тр. / Под ред.
Тефтелева Е.Н. Магнит
о
горск: МГТУ, 2001. С. 125
-
130
.

3.
Паршин В.Г., Артюхин В.И., Белан О.А., Малышева М.С.
Влияние величины начал
ь
ного изгиба и эксцентрическ
ого приложения деформирующей силы на устойчивость цили
н
дрических заготовок при высадке
//
Кузнечно
-
штамповочное производство. Обработка мат
е
риалов давлением. 2005. №

6. С. 3
-
7
.

4.
Белан А.К., Малышева М.С., Белан О.А. Совершенствование процесса поперечного

выдавливания на основе математического моделирования //
Кузнечно
-
штамповочное прои
з
водство. Обработка материалов давлен
и
ем
. 2008. №

8. С. 19

25.

5.
Белан А. К., Белан О. А. Механика и энергосиловые параметры процесса поперечн
о
го выдавливания

//

Кузнечно
-
ш
тамповочное производство. Обработка материалов давлен
и
ем
.. 2011. №

2. С. 21

24.

6.
Биллигман И.

Высадка и другие методы объемной штамповки. М.: Машгиз, 1960.
468 с.

7.
Сторожев М. В., Попов Е. А. Теория обработки металлов давлением. М.: Машин
о
строение, 19
71. 424 с.

8.
Некит В.А., Дригун Э.М.
Горячая штамповка днищ железнодорожных емкостей в у
с
ловиях магнитогорского металлургического комбината

//

Черная м
е
таллургия
. 2000.


11
-
12
.
С. 68
-
70.

9.
Некит В.А., Пустовалов А.А., Некит А.В.
Методика определения критических д
е
формаций при одноосном растяжении

//

Кузнечно
-
штамповочное производство. Обработка
м
а
териалов давлением
. 2003.


3
. С. 29
-
30.

10.

Некит В.А.
O положении нейтрального сечения в очаге пластической деформации
при прока
т
ке полос

//

Моделирование и развитие процессов ОМД
. 2012.


18
.

С. 137
-
139.

11.
Платов С.И., Терентьев Д.В., Морозов С.А.
Волочение катанки и проволоки с ре
г
ламентиру
е
мым микрорельефом поверхности

//

Производство проката
. 2002.


4
.

С. 27
-
28.

12.
Платов С.И., Огарков Н.Н., Терентьев Д.В., Железков О.С., Рубаник
В.В., Вассал
Ж.П.
Развитие теории и технологии проектирования машин, агрегатов и инструмента в пр
о
цессах обработки давлением и резания

//
Вестник Магнитогорского государственного техн
и
ческого университета им. Г.И. Н
о
сова
. 2014.


1

(45)
. С. 112
-
114.


59


УДК 621.77


ИССЛЕДОВАНИЕ ИННОВАЦ
ИОННОЙ ТЕХНОЛОГИИ


ПРОИЗВОДСТВ
А
ГОРЯЧЕКАТАНОЙ ТРАВЛЕ
НОЙ ДРЕСС
И
РОВАННОЙ ЛЕНТЫ


Голубчик Э.М., Медведева Е.М., Мартынова Т.Ю.



ФГБОУ ВО Магнитогорский государственный

технический университет

им. Г.И.Носова
, Россия


Одним из широко востребованных производимых видов стального проката яв
ляется
горячекатаная лента, в т.ч. травленая, отожженная, дрессированная. Данный вид металл
о
продукции предназначен для изготовления сварных строительных конструкций, труб, дет
а
лей автомобилей в частности, дисков колес, соединителей рычагов задней подвеск
и, кож
у
хов полуосей и т.д. Это обусловлено сокращением количества переделов, исключением, в
частности, операций холодной прокатки и трансформаци
и

части механических свойств
и
эксплуатационных

параметров

холоднокатаной


продукции на горячекатаную травл
енную
[1
-
3].

Учеными ФГБОУ ВО Магнитогорский государственный технический университет им.
Г.И. Носова совместно со специалистами ОАО Магнитогорский металлургический комб
и
нат ОАО ММК проводится комплекс исследований по освоению новой технологии прои
з
во
дства

горячекатаной

травленой


ленты


повышенного качества как товарной продукции

[
4, 5
].

Исследования проводились на металлопрокате из стали марки 07ГБЮ. Химический с
о
став стали представлен в
табл.1
.


Таблица 1

Химический состав исследуемой
стали 07ГБЮ


Содержание химических элементов

C

Si

Mn

S

P

Cr

Ni

Cu

N
i

Al

Nb

Ti

0,08

0,28

0,69

0,003

0,012

0,04

0,02

0,04

0,005

0,038

0,020

0,015


Разработанная базовая сквозная технология производства горячекатаной травленой
дрессированной ленты из стали марки 07ГБ
Ю иллюстрируется на
рис. 1
.
Процесс дресс
и
ровки осуществляли на непрерывном двух клетевом прокатно
-
дрессировочном стане 630
НДПС 630 ПАО ММК
.

Проведенные исследования по формированию механических свойств горячекатаной
травленой ленты в процессе дрессир
овки показали, что применяемые технологические во
з
действия в условиях НПДС 630
,

не снижают уровень качественных характеристик ленты.
При этом после процедуры ее дрессировки, при испытаниях образцов на растяжение, отм
е
чено отсутствие площадки текучести, что

благоприятно отражается на последующей шта
м
пуемости м
е
таллопроката.

Дополнительно при производстве горячекатаной травленой ленты с применением оп
е
рации дрессировки была исследована анизотропия ее свойств. Для оценки анизотропии
свойств от рулона
опытной

п
артии горячекатаной дрессированной ленты из стали
марки

60

07ГБЮ
был
произведен отбор проб для проведения следующих испытаний: на растяж
е
ние,
ориент
и
рованных под углом 0°, 45° и 90° к направлению прокатки; на твердость. Отбор проб
осуществлялся

на

расстояни
и


10,0

м

от

заднего

конца

по


прокатке

горячекатаного

р
у
лона до и после дре
с
сировки.











Рис. 1
.

Технологическая схема производства горячекатаной ленты

с применением операции дрессировки


Технологические параметры дрессировки приведены в
та
б
л. 2
.


Таблица 2


Технологические параметры дрессировки
стали 07ГБЮ


То
л
щина,
мм

Шероховатость

поверхности раб
о
чих валков
Ra
, мкм

Линейная
ск
о
рость
прока
т
ки,
м/с

Относ
и
тельное
о
б
жатие, %

Натяжение,
т
с

На мота
л
ке

На разм
а
тыв
а
теле

3,5

3,3
-
3,5

10,
1

1,3

7,0

9,0

10,2

1,2

10,1

1,4

10,3

1,4

10,4

1,3

10,7

1,3

10,5

1,5

10,5

1,3


Показатели механических свойств опытной ленты приведены в
табл. 3
.








Выплавка,

Ра
з
ливка стали

Упаковка,

Транспортировка,

Хранение,

Отгрузка

Горячая прокатка

на ШСГП 2000

Продольный


р
о
спуск

Солянокислое

травление

Порезка на


заказные шир
и
ны

Дрессировка


61

Таблица 3


Механические свойства травленой ленты

из стали
марки
0

БЮ размерами
3,5х410 мм


Предел

тек
у
чести


т
, Н/мм
2

Временное

сопротивл
е
ние


в
, Н/мм
2

Относительное

уд
лин
е
ние,

5, %

Твёрдость,
HBR
*
,

не более

Не менее

360

440

30

80

400

465

37

79

380

450

39

77

390

455

36

78

380

465

38

78

390

455

36

78

390

465

37

78

380

455

35

78


Дополнительно была оценена склонность проката к деформационному старению, им
и
тирующая процесс штамповки и сушки лакокрасочного покрытия обода колеса. Для эт
о
го
образцы на растяжение после дрессировки предварительно деформировали с
о степенью
4,5

% на растяжной машине
AG
-
250
kNIC

и выдерживали в лабораторной печи ПЛ
-
20/12,5 в
течение 1 ч при температуре 180

°.

Испытания на растяжение проводили на плоских пропорциональных образцах
по ГОСТ
1497, контроль твердости пр
о
водил
и по ГОСТ 9013.

Рядом с пробой на растяжение были отобраны пробы для оценки микроструктуры пр
о
ката. Изучение микроструктуры проводили с помощью оптической микроскопии микроскоп
Mii Tcno IM7000. Оценку микроструктуры и структурных составляющих произво
дили
по ГОСТ 5639 и ГОСТ 5640 на микрошлифах после их травления в 4

%
-
ом спиртовом ра
с
творе азотной кисл
о
ты.

По результатам оценки следует, что микроструктура представляет собой смесь полиг
о
нального феррита с перлитом и цементитом, общее количество феррит
а 92
-
95

%. Величина
зерна феррита по всей толщине соответствует 10 номеру с отдельными зернами 9 номера по
ГОСТ 5639. Феррито
-
перлитная полосчатость соответствует
нулевому

ба
л
лу.

Результаты испытаний приведены в
табл
.

4
.

Таким образом, по результатам иссле
дования анизотропии свойств горячекатаной тра
в
леной ленты до и после операции дрессировки можно сделать вывод о несущественн
о
сти
влияния фактора редуцирования на различие свойств в различных направлениях от оси пр
о
катки. Последующая переработка ленты в гот
овое изделие практически полностью ус
т
раняет
анизотропию механических свойств, способствуя лучшему восприятию радиальных и ди
а
гональных нагр
у
зок.

Что касается поверхности ленты, то дрессированная лента имеет более высокую одн
о
родность шероховатости, что я
вляется благоприятным для э
р
гономичности внешнего вида и
процесса нанесения лакокрасочных покрытий
.

По результатам р
азработки
инновационного
технологического процесса были изгото
в
лены и отгружены в адрес ОАО АВТОВАЗ опытные партии 59,7 и 96,59 т
,

соотве
тстве
н
но горячекатаной травленой ленты с улучшенной плоскостностью, минимизир
о
ванными за
счет использования операции дрессировки
,

разнотолщинностью и дефектностью поверхн
о

62

сти
.
Указанная лента произведена размерами 3,5х410 мм и предназначена для изг
о
товлен
ия
детали № 2112
-
3101016 диск колеса для автомобилей
LADA


GRANTA
,
LADA


PRIORA
,
LADA


KALINA
,
DATSUN
.

Внешний вид полученной ленты и отштампова
н
ного колеса представлен на
рис. 2
.

Таблица 4


Результаты исследования анизотропии свойств и микрострукт
уры

опытного проката стали

марки 07ГБЮ




р
у
лона

Место

отбора
проб

Ориентиро
в
ка

образца

То
л
щина

(h)
,
мм


Механические сво
й
ства


Микроструктура


т
,
МПа


в
,
МПа


5
,
%

HRB

Балл

цеме
н
тита

перл
и
та

зерна
ферр
и
та

2

до

дресс
и
ровки



вдоль

3,55

3
65

460

33

78





10(9)

90°

попер
ё
к

3,58

400

475

37

45°

3,58

375

455

36

после

дресс
и
ровки



вдоль

3,45

390

475

33

80





10
-
9

90°

попер
ё
к

3,44

415

480

35

45°

3,49

385

460

37

после

дресс
и
ровки

и стар
е
ния



вдоль

3,43

435

490

28

80







90°

попер
ё
к

3,45

440

495

27

45°

3,42

430

495

29





















63



а




б

Рис
.

2
.

Внешний вид опытной травленой дрессированной ленты

из стали марки 07ГБЮ а и отштампованного из нее колеса

для автомобилей
семейс
т
ва
LADA

ОАО АВТОВАЗ б


Заключение


Разработанная технология производства горячекатаной травленой ленты с дополн
и
тельной операцией дрессировки позволяет существенно повысить качество изготавливаемой
ленты, применяемой в автомобилестроении, расшир
ить сортамент выпускаемой конкурент
о
способной высокорентабельной металлопродукции.


С
писок

литературы


1
.

Голубчик Э.М., Медведева Е.М., Телегин В.Е. Исследование технологии производс
т
ва стальной горячекатаной ленты с расширенным комп
лексом потребительски
х свойств //
Труды XIX Междунар
.

науч
.
-
практ
.

конф
.

Металлургия: технологии, инновации, к
а
чество.
Ч
.

2.
Новокузнецк
:

СибГИУ
, 2015.
С
. 155
-
159.

2.
Голубчик

Э
.
М
.,
Медведева

Е
.
М
.,
Телегин

В
.
Е
.,
Васильев

И
.
С
.
//
XVII International sc
i-
nific confnc Nw
pr
o
ucion ngining”.
Monog № 56. Poln, zocow, 2016. P. 260
-
266.

3. Голубчик Э.М., Медведева Е.М., Телегин В.Е., Васильев И.С.
Разработка технологии
изготовления горячекат
аной ленты с повышенными потребительскими свойствами
//
Мат
е
риалы
XII

всеросс
.

научн.
-
практ. конф.
Современные проблемы горно
-
металлургическ
о
го
комплекса. Наука и производство. Том 1.
Старый Оскол.

2015. С.

208
-
212.

4.
Голубчик Э.М., Медведева Е.М.
Иссле
дование возможностей формирования мех
а
нических свойств в горячекатаной травленой ленте // Материалы
V

Междунар
.

нау
ч
.
-
техн
.


64

конф
.

молодых ученых, аспирантов и студентов Высокие технологии в совреме
н
ной науке и
технике. Томск, 5
-
7 дека
б
ря, 2016. С.138
-
13
9.

5.
Голубчик Э.М., Медведева Е.М., Телегин В.Е. Разработка новой технологии прои
з
водства травленой дрессированной ленты

// Новые решения в области упрочняющих техн
о
логий: взгляд молодых специалистов
: сборник научных статей
:

М
атериалы Междунар
.

на
у
ч.
-
прак
т
.

конф
.
(22
-
23 декабря 2016 года

/ редкол.: Романенко Д.Н. отв. ред.; Юго
-
Зап. гос.
ун
-
т. В

2
-
х

томах
,
Том

1.
Курск
:
ЗАО


Университетская

книга
, 2016.
С
. 254
-
258.














































65


РЕФЕРАТЫ


УДК 621.771.25:669.017:669.15

Сыч
ков А.Б., Малашкин С.О., Камалова Г.Я., Шекшеев М.А., Барышников М.П.,
Ишимов А.С.

Физич
е
ское моделирование режимов воздушного охлаждения бунтового
проката на установке
GLEEBLE

3500.

В статье приведены данные по физическому моделированию процесса двустадий
ного
охлажд
е
ния в потоке линии
Stelmor

бунтового проката крупного размера диаметр 16 мм с
использованием научного комплекса по физическому моделированию различных технолог
и
ческих процессов
GLEEBLE

3500.

В результате проведенных исследований определены э
ффективные температуры ауст
е
нитизации примерно 980
о
С перед воздушным охлаждением бунтового проката и скорости
воздушного охлаждения на уровне 31
о
С/с. Эти параметры охлаждения позволили получить
наилучший комплекс структурных составляющих. Так, количе
ство тонкодисперсного перл
и
та 1 балла по ГОСТ 8233 составило 70
-
80 % на поверхности и 60
-
70 % в середине поперечн
о
го сечения. Однородное распределение перлита 1 балла, остатки сетки феррита и/или цеме
н
тита и отсутствие закалочных структур по всему сечению
бунтового проката обусловливает
применение такого металла при волочении без использования дополнительной термической
обработки


патентир
о
вания.

Рис. 6. Библ. 12.

Ключевые слова:

физическое моделирование, бунтовой прокат, тонкодисперсный пе
р
лит, скорость о
хлаждения, однородность структуры, закалочные структуры, температура а
у
стенитизации.


УДК 621.778.371

Паршина А.А. Энергосиловые параметры процесса волочения круглых прутков
.

В статье рассмотрен вопрос определения ряда параметров напряженно

деформированно
го с
о
стояния очага деформации при волочении круглых прутков, а также
определение энергосиловых параметров процесса аналитическим методом. Использован
энергетический метод, дано обоснование его применения. На основ
а
нии расчетов определена
обобщенная формула
, позволяющая оценивать удельные энергозатраты процесса.

Рис. 1. Библ. 7.

Ключевые слова:

волочение, прутки, энергосиловые параметры, очаг деформации, ан
а
литический м
е
тод
.


УДК 621.778

Харитонов В.А., Усанов М.Ю., Сметнёва Н.Ю. Проектирование маршрутов вол
о
чения проволоки для изготовления клапанных пружин
.


В работе проведено моделирование маршрутов волочения пружинной проволоки в пр
о
граммном комплексе
Deform
-
3
d
. В результате моделирования определен коэффициент жес
т
кости Смирнова
-
Аляева в каждом проходе по
длине очага деформации. С целью оценки
энергозатрат произведено сравнение усилия волочения, полученного при моделировании в

66

Deform
-
3
d

и в реальных условиях. На основе полученных данных предложена методика пр
о
ектирования маршрутов волочения.

Рис. 6. Библ. 8
.

Ключевые слова:

маршрут волочения, моделирование, очаг деформации, напряженное
состояние, к
о
эффициент жесткости.


УДК 621.778.1

Головизнин

С.М.

Конечно
-
элементное

моделирование

волочения

проволоки
с различной кратн
о
стью
.

В работе приведены резул
ьтаты конечно
-
элементного моделирования волочения пр
о
волоки с различной кратностью. Приведены зависимости параметров волочения от разли
ч
ных факторов. Сделан вывод о неоднозначности выбора кратности маршрута волочения пр
о
волоки.

Рис. 6. Библ. 6.

Ключевые сл
ова
: волочение проволоки, метод конечных элементов, стальная провол
о
ка, кра
т
ность волочения.


УДК 621.778

Усанов

М.Ю.

Проектирование


маршрутов

волочения

в

монолитных волоках
на основе анализа н
а
пряженного состояния проволоки в очаге деформации
.

В ра
боте, с помощью моделирования в
Deform
-
3
d
, получена номограмма для прогноз
и
рования напряженного состояния при проектировании маршрута волочения. По данной н
о
мограмме можно определить гидростатическое напряжение на оси проволоки в зависимости
от рабочего уг
ла вол
о
ки и обжатия.

Рис. 3. Табл. 2. Библ. 4.

Ключевые слова
: проволока, монолитная волока, моделирование,
Deform
-
3
d
.


УДК 621.778

Галлямов Д.Э.
, Харитонов В.А.

С
овершенствование процесса волочения высок
о
углеродистой проволоки на о
с
нове применения модуль
но
-
комбинированного способа
.


В работе рассмотрены основные способы изготовления проволоки. Показаны преим
у
щества комбинированных способов волочения. Предложен модульно
-
комбинированный
способ волочения, позволяющий повысить пластические свойства проволоки.

Выполнено
исследование данного способа. Показано, что внедрение модульно
-
комбинированного сп
о
соба волочения проволоки позволяет повысить эффективность сталепроволочного произво
д
ства и обеспечивает выпуск конкурентосп
о
собной продукции.

Рис. 2.
Т
абл. 1.

Биб
л. 7.

Ключевые слова:

волочение, монолитная волока, роликовая волока, комбинированное
волоч
е
ние.







67


УДК 621.778.1

Брюханов И.Ю., Головизнин С.М.
Исследование влияния угла волоки на режимы
вол
о
чения стальной проволоки
.

В работе проведено сравнение фактор
а формы, фактора дополнительной деформации,
темпер
а
туры проволоки для волочения с различными углами волоки. Приведены расчетные
зависимости. Сделан вывод о существенном влиянии угла волоки на режимы волочения
стальной пров
о
локи.

Рис. 4. Библ. 7.

Ключевые с
лова
: волочение проволоки, угол волоки, стальная проволока, температура
пров
о
локи
.


УДК 621.778.08

Петров И.М. Сравнение требований отечественных и зарубежных стандартов
н
а
низкоу
г
леродистую бунтовую арматурную сталь
.

В статье приведено сравнение по основн
ым группам показателей качества отечестве
н
ных стандартов на бунтовую арматурную сталь и их зарубежных аналогов.
Указаны отличия
ГОСТ 34028
-
2016 от действующих нормативных документов, а также требования, аналоги
ч
ные
Euronorm

(
EN

1992 1
-
1:2005,
EN 10080:2005
).

Табл. 3. Библ. 8.

Ключевые слова
:

а
рматурная сталь, стандарты, гармонизация, сортамент, прочность,
пласти
ч
ность, показатели качества.


УДК 621.778:658.652

Ширяев О.П., Корчунов А.Г., Пивоварова К.Г. Моделирование технологических
процессов метизного прои
зводства в условиях неопределенности исходных данных
.

Для решения задач по управлению качеством продукции необходимо иметь математ
и
ческие модели, формально описывающие взаимосвязи между параметрами управления пр
о
цессом обработки и показателями качества про
дукции. При исследовании технологических
процессов метизного производства всегда присутствуют неточные исходные данные, нео
п
ределенность которых порождается различными факторами. Разработана математическая
модель, описывающая процессы формирования показате
лей качества изделий в технологиях
метизного производства и позволяющая учитывать неопределенность исходных данных.

Рис.
1
. Библ.
6
.

Ключевые слова
: качество продукции, моделирование, математическая модель, крит
е
рии оценки
.


УДК 621.771

Белан А.К., Некит
В.А., Платов С.И., Огарков Н.Н., Белан О.А. Определение ус
и
лий при поперечном выдавливании
.

В процессе холодной объемной штамповки возникают большие усилия на инструмент.
При разработке технологии и проектировании инструмента необходимо обеспечить пр
о
дольн
ую устойчивость заготовки и высокую стойкость инструмента. По этой причине нео
б
ходимо определять усилия деформирования. В статье представлена методика определения

68

силы для поперечного выдавливания, основанная на методе баланса работ. Были проведены
экспер
иментал
ь
ные исследования, которые показали, что разработанный метод позволяет с
достаточной точн
о
стью рассчитать усилия на инструмент для поперечного выдавливания.

Рис. 5. Табл. 2. Библ. 12.

Ключевые слова
: холодная объемная штамповка, высадка, поперечное
выдавливание,
метод баланса работ.


УДК 621.77

Голубчик Э.М., Медведева Е.М., Мартынова Т.Ю.

Исследование инновационной
технологии


производства горячекатаной травле
н
ной дрессированной ленты
.

Для повышения конкуренции на рынке металлопроката в настоящее вр
емя необходимо
активное внедрение новых технологических процессов. Одним из совреме
н
ных направлений
развития прокатного передела является перенос части требований промежуто
ч
ных стадий
обработки на конечные технологичные операции. В ФГБОУ ВО МГТУ им Г.И. Н
осова с
о
вместно со специалистами ПАО ММК разработана новая технология производства гор
я
чекатаной травленой товарной ленты широкого размерно
-
марочного сортамента с примен
е
нием операции дрессировки. Данная лента предназначена, например, для штамповки
ди
с
к
ов
колес автомобилей семейства
LADA

ОАО АВТОВАЗ
. Проведенные исследования по фо
р
мированию механических свойств ленты показали принципиальную возможность обеспеч
е
ния нормируемых параметров ленты при исключении операции холодной прокатки.

Рис. 2. Табл.
4
.

Библ.
5
.

Ключевые слова
: горячекатаная лента, дрессировка, механические свойства, технол
о
гия
.

























69

REPORTS


UD
К

621.771.25:669.017:669.15

Sychkov A.B., Malashkin S.O., Kamalova G.Ya., Shecsheev M.A., Baryshnikov M.P.,
Ishimov A.S. Physic
al simulation of modes of air
-
3500.

Results of phsysical simulation of two
-
stage cooling of the coiled rolled steel with large d
i-
mensions (16 mm in diameter) in Stelmor production line using the scientific syste
m for physical
simulation of different tec
h
nological processes GLEEBLE 3500 are presented.

Effective temperatures of austenisation (approximately 980
0
C) before coiled rolled steel coo
l-
ing and air cooling rate (on the level of 31
0

C/c) are determined as a
result of the investigations. The
of the fine pearlite est
i
mated as 1 grade due to GOST 8233
on the surface

was equal 70
-
80
% and
60
-
70% in the central par
t of the sample. Homogenous distribution of the fine pearlite
estimated as
1 grade, the rest of ferrite and/or cementite and absence of the quenched structures via the whole
cross
-
section of the coiled rolled steel stipulate the processing of such steel by

drawing without a
d-
dition heat treatment


patenting.

Fig.6. Bibliograf. 12 names.

Key words:

physical simulation, coiled rolled steel, fine pearlite, cooling rate,
microstructure
homog
e
neity, quenched structures, temperature of austenisation.


UD
К

621.778
.371

Parshina A.A. Power and force parameters of round barsdrawing process.

zone stress


in  n ow  in  oun o’ wing oc uing n
analytical
a-
tions,a generalized formula is determined, thus allowing to estimate the specific energy consum
p-
tion of the process.

Fig. 1. Bibliograf. 7 names.

Ke
ywords:

.


UD
К

621.778

Kharitonov V.A., Usanov M.Yu., Smetnyova N.Yu. Design of the drawing route for pr
o-
duction of valve spring wire.

The results of simulation of the drawing route for valve s
pring wire by the programme D
e-
form
-
3d are presented in the paper. As the simulation result the Smirnov
-
Alyalev coefficient of
stiffness in each
pass
along the deformation zone was determined. In order to compare the power
inputs the comparison of the value
s of the drawing force calculated by simulation and at the real
conditions was conducted. The procedure for drawing routes design was proposed based on the o
b-
tained results.

Fig. 6. Bibliograf. 8 names.

Key words:

drawing route, simulation, deformation zon
e, stress condition, coefficient of stif
f-
ness.



70

UD
К

621.778.1

Goloviznin S.M.

Finite element modeling of wire drawing with different number of sta
g-
es.

The finite
-
element modeling results of wire drawing with various number of stages was pr
e-
sented in this p
aper. Dependences of wire drawing parameters on various factors were given. A
conclusion is drawn about the uncertainty of the choice of the number of stages in the wire drawing
schedule.

Fig. 6. Bibliograf. 6 names.

Keywords
: wire drawing, finit
-
element m
odeling, steel wire, number of wire drawing stages
.


UD
К

621.778

Usanov M.Yu.

Design of route drawing in monolithic dies based on stress state of wire in
the d
e
formation zone
.

Nomogram for prediction of wire stress state at drawing route design is develope
d using
sim
u
lation in Deform
-
3d. The hydrostatic stress along the wire axes can be determined depending
on die angle and redu
c
tion.

Fig. 3. Table 2. Bibliograf. 4 names.

Key words:
wire, monolithic die, simulation, Deform
-
3d
.


UD
К

621.778

Gallyamov D.E., K
haritonov V.A. Improvement the high carbon steel wire drawing
process based on the mod
u
lar
-
combined method
.


h-
ods of drawing. The proposed modular
-
wing, which allows to increase the
plastic prope
r
modular
-
-
making industry
and ensures the production

Fig. 2. Table 1. Bibliograf. 7 names.

Keywords:

drawing, wire die, roller die, combined drawing.


UD
К

621.778.1

Bryukhanov I.Yu., Goloviznin S.M. The study of wire drawing die angle effect on steel
wire drawing regime.

In the paper
, a comparison of the form factor, the redundant work factor, and the temperature
of the wire for drawing with different die angles were carried out. Calculated dependences were
given. A concl
u
sion about the significant effect of the die angle on the steel

wire drawing regimes
was made.

Fig. 4. Bibliograf. 7 names.

Keywords:

wire drawing, die angle, steel wire, wire temperature
.







71

UD
К

621.778.8

Petrov I
.
M
.
Comparison the norms of Russian and foreign standards on low
-
carbon
coiled steel for reinforcement
.

The comparison of basic groups of coiled reinforcement steel quality indices fixed in Russian
and fo
r
eign standards is presented in the paper. The differences of norms fixed in GOST 34028
-
2016 with norms fixed in other normative documents in use and the
same requirements fixed in E
u-
ronorm (EN 1992 1
-
1:2005, EN 10080:2005) are analysed.

Table 3. Bibliograf. 8 names.

Key words:
r
einforcement steel, standards, harmonisation, assortmrnt, strength, ductility.


UD
К

621.778:658.652

Shiryev O.P., Korchunov A.G.,
Pivovarova K.G.

Simulation of metal ware technologies
under the conditions of uncertainty
.


For the task solution in product quality management it is necessary to use mathematical mo
d-
els which formally describe the correlation between control parameters of

data exist which unce
r
tainty is caused by different factors. The mathematical model is developed
for description the process of qualit
y i
n
it possible to take into account the uncertainty of the input data.

Fig. 1. Bibliograf. 3 names.

Key words:

p
roduct quality, simulation, mathematical model, criteria of estimation
.


UDK

621.77
1

Belan A
.
K
.,

Nekit

V
.
A
.,
Platov S
.
I
.,

Ogarkov N
.
N
.
,
Belan O
.
A
.

D
etermining force
s

at
transverse extruding
.

In the process of cold bulk stamping there are big efforts on the tool. While developing tec
h-
nology and designing tool one should provide the longit
udinal stability of the workpiece and the
high durabi
l
the metho
d of the works balance. Experimental studies have been performed, which showed that the
s-
verse extruding.

Fig.
5
. Table
2
. Bibliograf.
12

names.

Key words
: col
d bulk stamping, upsetting, transverse extrusion, method of balance works
.


UDK
621.77

Golubchik E.M., Medvedeva E.M., Martinova T.J.
Development of innovative techno
l
o-
gy of production of hot
-
rolled etched tape
.

To enhance competition in the market of rolle
o-
du
c
tion of new technological processes. One of the most modern trends of development of rolling
repartition is to transfer part of the requirements of the intermediate processing stages to target
high
-
tech oper
ation. Scientists by
Nosov Magnitogorsk State Technical University.

" t
o
gether with
specialists of Magnitogorsk iron and steel works (Lmt.
ММК
) developed a new technology for the
production of hot
-
rolled pickled commodity tape wide dimensional steel grade
s using operation

72

training. This tape is designed, for example, for stamping wheels car LADA AvtoVAZ. Studies on
the formation of the mechanical properties of the tape showed the possibility of ensuring standard
-
rolling
operation.
Магнитогорский

металлургический

комб
и
нат
.

Fig.
2
. Table
4
. Bibliograf.
5

names.

Key words
:

hot rolled tape, training, mechanical properties, technology
.










































73

СВЕДЕНИЯ

ОБ

АВТОРАХ


Барышников

Михаил Павлович



к
анд. техн. наук, профессор
кафедры Технологий
обработки материалов, ФГБОУ ВО Магнитогорский государственный технический ун
и
верситет

им. Г.И. Носова,

г. Магнитогорск
,

Россия.
E
-
mail
:
arcosmag
@
mail
.
ru
.

Белан Анат
олий Кириллович


канд. техн. наук, доц
ент

кафедры механики, ФГБОУ
ВО Магнитогорский государственный технический университет им. Г.И. Носова,
г. Ма
г
нитогорск
,

Ро
с
сия
.

Белан Ольга
Анатольевна



канд. техн. наук,
доц
ент

кафедры механики, ФГБОУ ВО
Магнитог
орский государственный технический университет им. Г.И. Носова,
г. Магнит
о
горск
,

Ро
с
сия
.

Брюханов Илья Юрьевич



студент кафедры металлургии и стандартизации, ФГБОУ
ВО Магнитогорский государственный технический университет им. Г.И. Носова,
филиал в
г. Б
елорецке.

E
-
mail
:
bryuhanov
_
ilya
@
mail
.
ru
.

Галлямов Денис Эдуардович


аспирант

кафедры технологий обработки материалов,
ФГБОУ ВО 
Магнитогорский государственный технический университет им. Г.И. Носова
.

Круг нау
чных интересов: проблемы получения высококачественной стальной проволоки и
совершенствование процесса волочения.
филиал в г. Белорецке.
E
-
mail
:
gallyamov
[email protected]
gmail
.
com
.

Головизнин Сергей Михайлович



к.т.н.,

доцент, зав. кафедрой металлургии и ста
н
дартиз
а
ции, ФГБОУ ВО Магнитогорский государственный технический университет им.
Г.И. Носова,
филиал в г. Белорецке.

E
-
mail
:
smgoloviznin
@
magtu
.
ru
.

Голубчик Эдуард Михайло
вич



доцент

каф
едры

технологий обработки матери
а
лов

ФГБОУ ВО
Магнитогорский государственный технический униве
р
ситет им. Г.И. Носова

,
г. Магнитогорск,
Россия.

E
-
mail:
[email protected]
.

Ишимов Алексей Сергеевич



ас
пирант кафедры Технологий обработки матери
а
лов, ФГБОУ ВО

Магнитогорский государственный технический университет

им. Г.И. Н
о
сова,

г. Магнитогорск, Россия.
E
-
mail
:
ttsoprano
.
a
@
gmail
.
com
.

Камалова Гюзел
ь Ягафаровна



аспирант
кафедры ЛПиМ, ФГБОУ ВО Магнитого
р
ский государственный технический университет им. Г.И. Носова. г. Магнитогорск, Ро
с
сия.
E
-
mail
:[email protected]

Корчунов Алексей Георгиевич


д
-
р техн. наук, профессор, проректор по межд
ун
а
родной деятельности,
ФГБОУ ВО 
Магнитогорский государственный технический униве
р
ситет им. Г.И. Носова

, г. Магнитогорск, Ро
с
сия.

E
-
mail
:
agkorchunov
@
mail
.
ru
.

Малашкин Сергей Олегович



аспирант

кафедры ЛПиМ, Ф
ГБОУ ВО Магнитого
р
ский государственный технический университет им. Г.И. Носова

, г. Магнитогорск, Россия.
E
-
mail
: [email protected],

Мартынова Татьяна Юрьевна



бакалавр
каф
едры

технологий обработки матери
а
лов

ФГБОУ ВО
Магнитогорский государственны
й технический униве
р
ситет им. Г.И. Носова

,
г. Магнитогорск, Россия.


М
едведева Екатерина Михайловна


аспирант

каф
едры

технологий обработки мат
е
риалов
,

ФГБОУ

ВО

Магнитогорский


государственный


технический

университет им.
Г.И. Носова

, г. Магнитогорс
к, Ро
с
сия.

E

-
mail:
f
[email protected]
.



74

Некит Владимир Афанасьевич



канд. техн. наук,
доц
ент

кафедры машины и техн
о
логии обработки давлением, ФГБОУ ВО Магнитогорский государственный технический
университет им. Г.И. Носова,
г. Магнитогорск, Росси
я
.
E
-
mai
l
:
Vladimir
@
Nekit
.
info

Огарков Николай Никол
аевич


д
-
р техн. наук, проф
ессор

кафедры технологии м
а
шиностроения, ФГБОУ ВО Магнитогорский государственный технический университет им.
Г.И. Носова,
г. Магнитогорск,
Ро
с
си
я
.
E
-
mail
:
mgtu
@
magtu
.
ru

Паршина Анастасия Анатольевна
-

аспирант механико

машиностроительного и
н
ститута ФГАОУ ВО Уральский федеральный университет им. первого Президента России
Б.Н. Ельцина. г. Екатеринбург, Росси
я.
E
-
mail
:
netskater
@
mail
.
ru
.

Петров Игорь Михайлович


аспирант, старший преподаватель кафедры металлургии
и стандартизации ФГБОУ ВПО Магнитогорский государственный технический универс
и
тет им. Г.И. Н
о
сова

, филиал в

г. Белорецке.
E
-
mail
:
petrov
.
mgtu
@
gmail
.
com
.

Пивоварова Ксения Григорьевна


канд. техн. наук, доцент
кафедры технологий о
б
работки материалов,

ФГБОУ ВО Магнитогорский государственный технический универс
и
тет и
м. Г.И. Носова
, г. Магнитогорск, Ро
с
сия.

E
-
mail
:
kgpivovarova
@
g
mail
.
com
.

Платов Сергей Иосифович


д
-
р техн. наук, зав. кафедрой машины и технологии о
б
работки давлением, ФГБОУ ВО Магнитогорский государственны
й технический универс
и
тет им. Г.И. Носова, Ро
с
сия. Телефон: 8 3519 01
-
40
-
99.
E
-
mail
:
psipsi
@
mail
.
ru

Сметн
ё
ва Наталья Юрьевна


аспирант ФГБОУ ВО Магнитогорский государстве
н
ный те
х
нический университет им. Г.И. Носова,
г. Магнитогорск, Россия.

Сычков Ал
ександр Борисович
-

д
-
р техн. наук, профессор кафедры ЛПиМ, ФГБОУ
ВО

Магнитогорский государственный технический университет им. Г.И. Носова, г. Ма
г
нитогорск, Россия.

E
-
mail
:
absychkov
@
mail
.
ru
.

Усанов Михаил Юрьевич



старший преподаватель кафедры металлургии и станда
р
тизации ФГБОУ ВО Магнитогорский государственный технический университет им. Г.И.
Носова

, филиал в г. Белорецке. Направление исследований: проволочное производство, м
е
тоды интенсивной пластической дефо
рмации, радиально
-
сдвиговая деформация.
E
-
mail
:
[email protected]

Харитонов Вениамин Александрович


канд. техн. наук, профессор кафедры техн
о
логий обработки материалов, ФГБОУ ВО Магнитогорский государственный технический
университет им. Г.И. Носова.

Круг научных интересов: проблемы модернизации дейс
т
вующих и разработки новых технических процессов изготовления волочением, протяжкой,
прокаткой проволоки различного н
а
значения и изделий из неё. г. Магнитогорск, Россия.

Шекшеев Максим Александрович


кан
д. техн. наук, доцент
кафедры ЛПиМ,
ФГБОУ ВО 
Магнитогорский государственный технический университет им. Г.И. Нос
о
ва, г. Магнитогорск, Россия.

E

-
mail
:
shecsheev
@
yandex
.
ru
.

Ширяев Олег Петрович


директор
ОАО ММК
-
МЕТИЗ, г. Магнитогорск, Россия.









75


INFORMATION ABOUT AUTHORS


Barishnikov Mikhail Pavlovich



Ph.D. (Eng.), P
rofessor
, Nosov Magnitogorsk State Tec
h-
nical University.

Magnitogorsk
.

Russia.
E
-
mail:
arcos
[email protected]
.

Belan Anatoliy Kirilovich


Ph.D.

(Eng.), associate Professor, Nosov Magnitogorsk State
Technical University. Magn
i
togorsk. Russia.

Belan Olga
Anatoliyevna



Ph.D.

(Eng.), associate Professor, Nosov Magnitogorsk State
Technical University. Ma
gn
i
togorsk. Russia.

Bryukhanov Ilya Yurievich



Nosov Magnitogorsk State Technical University
.

Magnitogorsk
.

Russia. E
-
mail:
[email protected]
.

Gally
amov Denis Eduardovich
-

postgraduate student, Nosov Magnitogorsk State Technical
University. Circle of scientific interests: the problem of obtaining high quality steel wire and i
m-
proving the process of drawing. Magnitogorsk. Russia. E
-
mail:
[email protected]
.

Goloviznin Sergey Mikhailovich



standardization,
Nosov Magnitogorsk State Technical Unive
r
sity, Magnitogorsk, Russia. E
-
mail:
[email protected]
.

Golubchik Eduard Mikhailovich



D.Sc. (Eng.),

assistant professor,
Nosov Magnitogorsk
State Technical University. Magnitogorsk.
Russia.

E
-
mail:
[email protected]
.

Ishimov Ale
ksey Sergeevich



Postgraduate student, Nosov Magnitogorsk State Technical
Unive
r
sity.
Magnitogorsk
.

Russia.
E
-
mail:
[email protected]
.

Kamalova Guzel Yagafarovna


Post
graduate Student
,

Nosov Magnitogorsk

State Tec
h-
n
i
cal Unive
r
sity. Magnitogorsk
.

Russia. E
-
mail: [email protected]

Kharitonov Veniamin Aleksandrovich



Ph.D. (Eng.), Professor, Nosov Magnitogorsk
State Technical University. Circle of scientific interests: problems of modernization of exist
ing and
development of new technological processes of manufacturing drawn bars, wire, roll wire of diffe
r-
ent purposes and products of it. Magnitogorsk. Russia.

Korchunov Alexey Georgevich



D.Sc. (Eng.), Professor,
vice
-
rector for International Rel
a-
tions,

Nosov Magnitogorsk State Technical University. Magnitogorsk. Russia.

E
-
mail:
[email protected]
.

Malashkin
Sergey

Olegovich



Post
graduate Student,

Nosov Magnitogorsk State Technical
Unive
r
sity.

Magnitogorsk
.

Ru
ssia. E
-
mail: [email protected]

Martinova Tatyana
Y
ur
y
e
vna



b
achelor
,

Nosov Magnitogorsk State Technical Unive
r
sity.
Magnitogorsk.
Russia.

Medvedeva Ekateryna Mikhailovna



P
ostgraduate

student
,

Nosov Magnitogorsk State
Technical University. Magn
i
togorsk. Russia.

E
-
mail:
f
[email protected]
.

Nekit Vladimir Afanasievich



Ph.D. (Eng.), associate professor, Nosov Magnitogorsk State
Technical University.

Magn
i
togorsk. Russia. E
-
mail:
[email protected]
.

Ogarkov Nikolay Nikolayevich

-

D.Sc. (Eng.), Professor, Nosov Magnitogorsk State Tec
h-
nical University.

Magn
i
togorsk
.

Russia. E
-
mail: [email protected]

Parshina AnastasiyaAnatolyevna


Post
graduate

student of Mecha
nics
-
Engineering Inst
i-
u Fl  uonoou Eucionl Iniuion of Hig Eucion Ul Fl Univ
r
s
i-
y n f  fi Pin of Rui B.N. Ylin. E
-
mail
:
netskater
@
mail
.
ru


76

Petrov Igor M
ikhailovich



l
lu
r-
gy and Standardization,, Nosov Magnitogorsk State Technical University
.

Russia. E
-
mail:
[email protected]
.

Pivovarova Kseniya Grigo
revna


Ph.D.

(Eng.)
, associate Professor, Nosov Magnitogorsk
State Technical University. Magn
i
togorsk. Russia. E
-
mail:
[email protected]
.

Platov Sergey Iosifovich



D.Sc. (Eng.), Professor,
Nosov Magnito
gorsk State Technical
University. Magnitogorsk. Russia.

Sheksheyev Maxim Aleksandrovich



Ph.D. (Eng.), the associate professor, Nosov Magn
i-
togorsk State Technical University, Magn
i
togorsk
.

Russia. E
-
mail:
[email protected]
yandex.ru
.

Shiryev Oleg Petrovich


ico OO MMK
-
METIZ”. Mgniogok. Rui.

Smetnyova Nataliya Yuryevna
-

Post
graduate

student, Nosov Magnitogorsk State Technical
Unive
r
sity.

Magnitogorsk
.

Russia. E
-
mail:
ne
[email protected]
.

Sychkov Alexander Borisovich



D.Sc. (Eng.), Professor, Nosov Magnitogorsk State Tec
h-
nical Un
i
versity.
Magnitogorsk
.

Russia. E
-
mail:
[email protected]
.


Usanov Mikhail Yuryevich


Senior Lecturer, De
a-
tion, Nosov Magnitogorsk state technical university in Beloretsk. The direction of research: wire
-
mail:
barr
a
[email protected]
































2
3
2
1
,
,




8
2



12
2



8
2


ед
q

6
2




Приложенные файлы

  • pdf 46629751
    Размер файла: 3 MB Загрузок: 0

Добавить комментарий