CC BY
01Яковченко А. В., 1Денищенко П. Н., 1г*Кравцова С. И., 2**Пилипенко В. В.
1Донбасский государственный технический университет, 2Донецкий национальный технический университет E-mail: *kravtsosveta@gmail.com, **dvenaxa94@mail.ru
ИССЛЕДОВАНИЕ ВОЗМОЖНОСТИ ПРОКАТКИ НЕСИММЕТРИЧНЫХ ПОЛОСОБУЛЬБОВЫХ ПРОФИЛЕЙ ПО СТУПЕНЧАТОЙ КАЛИБРОВКЕ НА СОВРЕМЕННЫХ СТАНАХ С ПОСЛЕДОВАТЕЛЬНЫМ РАСПОЛОЖЕНИЕМ КЛЕТЕЙ
Выполнена адаптация метода конечно-элементного моделирования процесса прокатки несимметричного полособульбового профиля в ступенчатом калибре. При нарушении условия равенства вытяжек по полке и стенке профиля имеют место серповидный изгиб переднего конца раската в сторону полки и нестабильность размеров профиля, а также возможно образование дефектов. Показано, что обеспечение равенства вытяжек даёт прямолинейный выход раската из очага деформации, а также получение стабильных размеров профиля, что облегчает передачу полос из калибра в калибр и способствует производству несимметричных полособульбовых профилей на современных прокатных станах с последовательным расположением клетей.
Ключевые слова: прокатка несимметричного полособульбового профиля, серповидный изгиб раската, вытяжка, конечно-элементное моделирование, прокатные станы с последовательным расположением клетей.
ISSN 2077-1738. Сборник научных трудов ДонГТИ 2023. № 31 (74)
Металлургия и материаловедение
УДК 621.771.2
Несимметричные полособульбовые профили, прокатываемые из низколегированных конструкционных сталей, предназначены для судостроения. Известно [1-4], что сложности прокатки указанных профилей в основном связаны с большой разницей в толщине элементов профиля (полки и стенки). В результате наблюдается неустойчивое положение раската в валках, что приводит к продольному скручиванию и серповидному изгибу его переднего конца в процессе прокатки.
Производство несимметричных полосо-бульбовых профилей в основном осуществляется на устаревших станах линейного типа, на которых после каждого пропуска меняется направление прокатки на противоположное, что облегчает условие задачи полосы в следующий калибр. Повышение устойчивости процесса прокатки и точности размеров переходных сечений профиля является актуальной задачей, решение которой позволит расширить возможности эксплуатации современных прокатных станов с последовательным расположением клетей, в том числе и непрерывных.
Анализ известных систем калибровок (полосовой, полосоугловой, желобчатой, корытной), применяемых для прокатки несимметричных полособульбовых профилей, свидетельствует, что проблема устойчивости металла в калибрах является характерной для каждой из них. Решается она, главным образом, путем повышения жесткости промежуточных сечений, которая достигается ориентацией калибров относительно оси валков и характерной для каждой системы конфигурацией фасонных калибров. Корытная система отличается более высокими показателями работы прокатных станов. Способы прокатки и методы расчёта калибровки полособуль-бовых профилей наиболее полно разработаны Д. И. Старченко в работах [2, 3].
Однако и корытная система не гарантирует достаточной стабильности процесса прокатки, то есть является «чувствительной» к отклонениям, прежде всего, такого фактора, как зазоры между валками. Так, в процессе формовки на её основе элементов несимметричного полособульбового профиля неравномерная деформация металла в
Металлургия и материаловедение
калибрах вызывает поперечное смещение металла в очаге деформации; при этом возникают осевые силы, стремящиеся сместить ручьи калибра относительно друг друга, что приводит к снижению устойчивости полос в калибрах и, как следствие, к нестабильности размеров профиля на всех стадиях процесса прокатки. Отклонение величин деформации по элементам профиля от расчётных значений может быть вызвано также и изменением таких факторов, как температура прокатки и выработки валков.
В работах [4, 5] предложена ступенчатая калибровка, реализующая рациональной способ прокатки несимметричных по-лособульбовых профилей. В них отмечено, что он характеризуется высокой устойчивостью прокатываемых полос при неравномерной деформации металла в несимметричных полособульбовых калибрах и стабильностью размеров переходных сечений металла на всех этапах процесса прокатки. Повышение жесткости промежуточных сечений в предложенном способе обеспечивается тем, что элемент «стенка» выполняется ступенчатым, состоящим из трёх участков, причем крайние участки разносятся по высоте в пределах вертикального размера полки профиля.
В технической литературе отсутствуют системные исследования ступенчатой ка-
либровки несимметричных полособульбо-вых профилей и прежде всего её «чувствительности» к нарушениям в настройке стана. Указанные задачи могут быть решены на базе конечно-элементного моделирования рассматриваемого процесса прокатки. При этом важными этапами исследования являются адаптация метода конечно-элементного моделирования применительно к процессу прокатки несимметричного полособульбового профиля на базе ступенчатой калибровки и моделирование этого процесса в условиях, когда не выполняется равенство вытяжек по основным элементам профиля (полке и стенке), а также когда обеспечено его выполнение.
Реализация конечно-элементного моделирования процесса прокатки ступенчатого в поперечном сечении подката для несимметричного полособульбового профиля № 12 в промежуточном ступенчатом калибре на стане 400 выполнена в системе Deform-3D. В работе использовали результаты адаптации метода конечно-элементного моделирования процесса прокатки простых сортовых профилей, представленные в статье [6]. Чертежи ступенчатых раскатов, полученных в промежуточных калибрах в процессе прокатки несимметричного полособульбового профиля, показаны на рисунке 1.
Рисунок 1 — Чертежи контуров сечений раскатов после 8-го (а) и 9-го (б) пропусков при прокатке несимметричного полособульбового профиля № 12
Металлургия и материаловедение
В процессе моделирования использовали автоматический режим генерации конечно-элементной сетки с четырехузло-выми тетраэдрами, имеющими размеры в диапазоне 0,7-2,1 мм (рис. 2). Это позволило адекватно описать геометрию полосы до, в процессе и после деформирования, а также исключить пробуксовку валков, связанную с занижением фактической площади контакта металла с валками, которое имеет место при использовании конечных элементов большего размера. Ниже показано, что дальнейшее измельчение сетки нецелесообразно, поскольку приводит к существенному повышению времени моделирования, не обеспечивая уточнение получаемых результатов расчета.
Моделирование выполняется для нестационарного теплового режима раската с учетом процессов теплообмена обрабатываемого металла с окружающей средой при деформации, а также с учетом теплового эффекта пластической деформации.
Моделирование процесса теплообмена выполнено на основе известной зависимости:
q = Aa(ts - tc X
(1)
где q — тепловой поток; А — площадь поверхности, на которой происходит теплообмен;
а — коэффициент теплообмена; ts, Хе — температура поверхности металла и окружающей среды соответственно.
Температура окружающей среды и коэффициент а были приняты постоянными и равными 20 °С и 100 Вт/(м2°С) соответственно. Коэффициент теплопередачи на контакте раската с валками равен 5000 Вт/(м2°С). Температура валков принята постоянной и равной 50 °С, температура задаваемого в калибр подката равнялась 1070 °С.
Для подката использовали пластическую модель материала. В качестве материала использовали конструкционную сталь 0,18С-0,27Si-0,85Mn, для которой параметры, характеризующие теплофизи-ческие свойства, взяли из базы данных Deform-3D.
■ l^fyjjSi
- *
шшш
Step 205
Рисунок 2 — Визуализация сетки конечных элементов до, в процессе и после деформирования несимметричного полособульбового профиля по ступенчатой калибровке
Металлургия и материаловедение
Для валков была выбрана модель неде-формируемого материала. Расстояние между осями валков 400 мм. Скорость прокатки металла в ступенчатом полособульбовом калибре принята постоянной — 4,4 м/с.
Поведение металла в процессе решения описывалось диаграммой «эквивалентное напряжение течения — эквивалентная деформация». При моделировании металл деформировался пластически, а сумма напряжений определялась в зависимости от пошаговой суммы деформаций по кривой течения.
Расчет напряжения течения металла выполнялся с учетом накопленной деформации, а также процессов динамического преобразования структуры металла при горячей прокатке по методу [7]. На базе метода [8]
выполнен расчет уточненных констант, определяющих термокинетические параметры в формуле расчета напряжения течения металла, которая приведена в правой части окна компьютерной программы, показанного на рисунке 3. Уточненные константы показаны в правой части окна программы под компонентом «Выполнить».
Определена средняя относительная погрешность (6,8 %) при расчете напряжения течения металла по отношению к экспериментальной информации [8], которая имеется в диапазоне изменения степени деформации от 0,05 до 0,69. В нижней части окна программы показаны удовлетворительные результаты проверки адекватности модели с помощью критерия Фишера.
Количестве 1 Mjpc*. CT л пи
Метод. уточняющий пирометры формулы Солода B.C. и др Пределы изменения торов sn таи Uft*i(l/c] итаи|1/с) Т man,. |пыа.С] Т [rvK.lrpaa.CI
2.5
as
50
900
1200
Расчв! напряжения течения металла
по эк.спернмет'альньсн К.РМФЬЖ чпрочм«инй
Химический состав [£)
Количество ' Количество Т Количество U
Псремй к кдта'хгц j
1 1 1 1
ПгеГСГ^^Я Q lSC-ft27SiG.S5Mrt
С (005 -1 Г] 018
Si 10 ■ 1.65-1 0.27
MntacR'i 661 0.В5
010 ■ 0 л 03
№10-0.3] 03
Р (0-11061 0.(125
s (а ■ аса 0.035
V(0 0 26|
Ol 10-0 №1
i >
ПО ФООИУЛАН Сояыа В С и др.
П1 72 06 ml а 131 п2 516$ т2 ЛН5 n3 Q193 тЗ 0112
гА Ы 010?
|üiSt»0i?SK)65Mn
— 3S31S:3725S5
по чточивнным параметрам Форичлм Солю* В.С и ар.
гар^итры |
п1 72 265300 0116313
п2 608898» т2 Ü 12*282
пз тз ote®o?s
м 0511676 гг4 0050313
п1 72 333571 toi 0.117754
пЗ 59 8903SJ 0131SSS
пЗ 0370614 OW&TSi
M 0536413 ы 0Ü767J1
яигсрлщя
Пялммлтрицл эксперимента
HI ia X3 r U |t/e) '»от НЧ
т -1 .1 OIDD <386
2 »1 -1 -1 тезы i.eee 936 534 156 35Г
з ■1 »1 ■1 936 3SJ И313Э
4 .1 .1 -1 tap <5 in 926 Йй яг га
5 ■1 I ■> .1 (ШИЗ 4 386 1173 416 16 «3
6 -1 .1 ОбЗЫ JS3£ 1179416 71964
7 ■! .1 »1 010179 45Я4 1173.416 75 m
е 0E3S1 4SÜ4 iimie им 10*
9 ■1 2154 0 0 «051 35350 1050 ООО SO «30
10 .1ЯЮ 0 0 06» Ä» 1050 ООО 1)5 2!»
It a 1.2154 II 09?» 05 1050.000 eaas
12 0 .1 21Ы 0 M 1050 WO И7 0И
1? Cf Ф l 2154 MiiB J5J50 ■ко 18! Я4
14 0 0 • 1 3154 curai 35350 12Ш 77Э63
13 0 0 0 »37» 1060 0f» IJJlit
Результаты рдСчет-ft
1 (КПд) р£)
10? TU, ot«
1(4f343 1ЛЗ
1№312 3373
206676 9 139
56 69Э 181137
77 M3 7S56
63 7S1 7 057
101 01S ЗЖ
75006
131»;
tO.397 1MW
13S30 ч 712
131ЯЙ Ш
St 697 6629
Ч^-WV)
1 73 39K71
>1 0117754
rj
na 01И 661
nl (UTUS4
(ti9 0045791
Hl (H636I13
OOTS731
Проверен адекмтмэсш гвделм по ».рнзерыю Фмуера |>.роп«**> smjwwctm • Fркч 116.855 Frrfn 359 ГрАсч > Рт&бп |оаекеатносгь oöcchommVI
J;tp(S) 6 796 ? Справка
Q 369353373
А 579790726245*6900
С Q no<i4jfMjncS С Содаддняр Г Qw S.F. MfrJhA нд&
г 0 14 {SÖbäl^ti-ЖОЙ 'POpf'V'» 6 Усдас^^всв^!«»^ »«ТОЙ
I ^ BtJy/wrt. | Допояюельна j ГулСикм j <<На:мй [ Дале<??> |
Рисунок 3 — Окно компьютерной программы расчета уточненных констант по методу [8], определяющих термокинетические параметры в формуле расчета напряжения течения металла [7] и определения средней относительной погрешности при расчете напряжения течения металла по отношению к экспериментальной информации
Металлургия и материаловедение
На рисунке 4 представлены расчетные графические зависимости напряжения течения металла от степени деформации, полученные по методу [7], которые показаны линией 1, а также полученные по методу [8], которые показаны линией 2. Экспериментальные кривые [9] показаны линией 3. Повышение точности расчетных значений напряжения течения металла по методу [8]
получено за счет использования уточненных констант, определяющих термокинетические параметры. Соответствующие кривые течения стали 0,18C-0,27Si-0,85Mn в диапазоне температур 900-1200 °С в системе Deform-3D строятся на основе базы цифровой информации о напряжении течения металла, полученной по методу [7] с учетом уточненных констант на базе метода [8].
Рисунок 4 — Расчетные графические зависимости напряжения течения металла от степени деформации: 1 — полученные по методу [7], 2 — по методу [8]; 3 — экспериментальные кривые [9]
Металлургия и материаловедение
В качестве модели контактного трения принята известная сдвиговая модель Э. Зибеля:
ттр = ^,
где ттр — напряжение трения;
т — фактор трения, для условий горячей прокатки (т = 0,5);
к — напряжение течения металла заготовки на сдвиг.
Моделирование процесса прокатки несимметричного полособульбового профиля в ступенчатом калибре выполняли путем решения объемной задачи с учетом влияния внешних зон и наличия установившейся стадии прокатки. В процессе решения учитывали условие непроницаемости на контакте металла с валками.
Неравномерная деформация металла в калибре, вызывающая поперечное смеще-
ние металла в очаге деформации, и осевые силы, которые стремятся сместить ручьи калибра относительно друг друга, приводят к отклонению величин деформации и, соответственно, вытяжек по элементам профиля от проектных значений. В связи с этим в работе выполнено моделирование и исследование процесса прокатки в условиях, когда не выполняется равенство вытяжек по основным элементам профиля (полке и стенке), а также когда обеспечено его выполнение.
В первом случае вытяжка по стенке на 0,1 была больше, чем вытяжка по полке. Результаты моделирования процесса прокатки в случае невыполнения условия равенства вытяжек по полке и стенке поло-собульбового профиля представлены на рисунках 5, а и 6, а, б.
б
Рисунок 5 — Моделирование процесса прокатки несимметричного полособульбового профиля: а — при серповидном изгибе раската в сторону полки; б — при прямолинейном выходе раската из очага деформации
а
Металлургия и материаловедение
а — течение металла на бурт калибра; б — расчет максимальной степени деформации е = 6,03 в зоне дефекта
Рисунок 6 Моделирование процесса образования дефекта
Металлургия и материаловедение
Во втором случае вытяжки по стенке и полке были равны между собой. Результаты моделирования процесса прокатки в случае обеспечения равенства вытяжек по полке и стенке полособульбового профиля представлены на рисунках 2, 5, б, 7.
В случае невыполнения равенства вытяжек получен серповидный изгиб раската в сторону полки и нестабильность размеров профиля (рис. 5, а). При этом, в связи с неустойчивым положением раската в валках, получен перекос полосы в зоне её входа в очаг деформации, что привело к прижатию торца стенки полособульбового профиля к бурту калибра и течению металла на бурт калибра с образованием дефекта (рис. 6, б). Четкое формирование тонкостенного дефекта свидетельствует о достаточном измельчении сетки при конечно-элементном моделировании. Выполнен расчет максимальной степени де-
формации е = 6,03 в зоне образования дефекта (рис. 6, б). Полученное значение степени деформации наглядно обосновывает необходимость в процессе конечно-элементного моделирования процесса прокатки несимметричных полособульбовых профилей учета процессов динамического преобразования структуры металла при его горячей пластической деформации. Это связано с тем, что известные методы, которые не учитывают разупрочнение металла, разработаны на базе экспериментальных данных, полученных при значительно меньшей степени деформации.
При обеспечении равенства вытяжек по полке и стенке полособульбового профиля имели место прямолинейный выход раската из очага деформации (рис. 5, б) и получение стабильных размеров профиля (рис. 2, 7).
Рисунок 7 — Визуализация конечно-элементного моделирования процесса прокатки несимметричного полособульбового профиля по ступенчатой калибровке
ISSN 2077-1738. Сборник научных трудов ДонГТИ 2023. № 31 (74)
Металлургия и материаловедение
Выводы:
1. Выполнена адаптация метода конечно-элементного моделирования процесса прокатки несимметричного полособульбо-вого профиля в ступенчатом калибре. При этом определен режим генерации конечно-элементной сетки, выбраны известные модели процесса теплообмена, а также деформируемого материала и валков, использован усовершенствованный метод расчета напряжения течения металла.
2. Установлено, что зависимость для расчета напряжения течения стали 0,18C-0,27Si-0,85Mn, разработанная на базе теории, учитывающей динамическое преобразование структуры металла при горячей пластической деформации с учетом уточненных констант, определяющих термокинетические параметры, адекватно описывает экспериментальные кривые течения и может использоваться для конечно-элементного моделирования процесса прокатки несимметричных полособульбо-вых профилей. Показано, что максимальная степень деформации может достигать значения е = 6,03, что исключает возможность использования других методов расчета напряжения течения металла.
3. Выполнено конечно-элементное моделирование процесса прокатки несиммет-
Библиографический список
ричного полособульбового профиля в ступенчатом калибре. Показано, что при нарушении условия равенства вытяжек по полке и стенке профиля имеют место серповидный изгиб переднего конца раската в сторону полки и нестабильность размеров профиля, а также возможно образование дефектов. Обеспечение равенства вытяжек даёт прямолинейный выход раската из очага деформации, а также получение стабильных размеров профиля, что облегчает передачу полос из калибра в калибр и способствует производству несимметричных полособульбовых профилей на современных прокатных станах с последовательным расположением клетей.
Направление дальнейших исследований связано с конечно-элементным моделированием «чувствительности» ступенчатой калибровки несимметричных полособуль-бовых профилей к нарушениям в настройке стана, которые вызваны смещением верхнего ручья предшествующего калибра относительно нижнего в радиальном направлении на +2 мм и в поперечном ±1 мм. Указанные величины смещения соответствуют максимально возможным отклонениям в реальных условиях прокатки от заданных калибровкой.
1. Илюкович Б. М. Прокатка и калибровка : справочник. Том II. Днепропетровск : РВА «Днтро-ВАЛ», 2003. 569 с.
2. Старченко Д. И. Рациональные основы калибровки полособульбовой стали // ЖдМИ, Производство и обработка стали. Харьков, 1960. Вып. 5. С. 189-199.
3. Старченко Д. И. Теория корытной калибровки полособульбовых профилей // ЖдМИ, Производство и обработка стали. Харьков, 1960. Вып. 5. С. 200-247.
4. Шум В. Б., Яковченко А. В. Ступенчатая калибровка несимметричного полособульбового профиля //Металл и литье Украины. 2004. № 12. С. 25-28.
5. Споаб прокатки штабобульбовог стал1 : пат. 67656А Украгна. № В21 В1/08 ; опубл. 15.06.04, Бюл. № 6.
6. Снитко С. А., Денищенко Н. П., Пилипенко В. В. Адаптация метода конечно-элементного моделирования процесса прокатки овального раската в круглом калибре // Сборник научных трудов ДонГТИ. 2021. Вып. 23 (66). С. 32-39.
7. Солод В. С., Бейгельзимер Я. Е., Кулагин Р. Ю. Математическое моделирование сопротивления деформации при горячей прокатке углеродистых сталей // Металл и литье Украины. 2006. № 7-8. С. 52-56.
Металлургия и материаловедение
8.Метод уточнения констант, определяющих термокинетические параметры в формуле расчета напряжения течения металла / А. В. Яковченко [и др.] // Сборник научных трудов ДонГТИ. 2022. № 26 (69). С. 29-39.
9. Полухин П. И., Гун Г. Я., Галкин А. М. Сопротивление пластической деформации металлов и сплавов : справочник. М. : Металлургия, 1976. 488 с.
© Яковченко А. В., Денищенко П. Н., Кравцова С. И. © Пилипенко В. В.
Рекомендована к печати к.т.н., доц. каф. ОМДМ ДонГТУМитичкиной Н. Г., к.т.н., помощниомк начальника СПЦ ООО «ЮГМК» по технологии Чичканом А. А.
Статья поступила в редакцию 07.06.2023.
Doctor of Technical Sciences Yakovchenko A. V., PhD in Engineering Denishchenko P. N., Kravtsova S. I. (Donbass State Technical University, Alchevsk, LPR, the Russian Federation, kravtsosveta@gmail.com), Pilipenko V. V. (DonetskNational Technical University, Donetsk, DPR, the Russian Federation, dvenaxa94@mail. ru)
INVESTIGATION THE POSSIBILITY OF ROLLING ASYMMETRIC BULB FLAT SECTIONS BY THE INTERVAL CALIBRATION ON MODERN MILLS WITH SEQUENTIAL ARRANGEMENT OF STANDS
The adaptation of method was carried out for the finite-element modeling of rolling process of the asymmetric bulb flat section in the interval caliber. If the condition of equality of cogging backs along the shelf and the profile wall is violated, there is a crescent-shaped bend of the front end of the roll towards the shelf and instability of the section dimensions, as well as the formation of defects. It is shown that ensuring the equality of cogging backs gives a rectilinear output of the roll from the deformation focus, as well as obtaining stable profile sizes, which facilitates the transfer of strips from caliber to caliber and promotes the production of asymmetric bulb flat sections on modern rolling mills with a sequential arrangement of stands.
Key words: rolling of asymmetric bulb flat section, crescent-shaped bend of the roll, cogging back, finite-element modeling, rolling mills with a sequential arrangement of stands.
References
1. Iliukovich B. M. Rolling and calibration: a handbook [Prokatka i kalibrovka: spravochnik]. Vol. II. Dnepropetrovsk: Advertising Issuing Agency "Dnipro-VAL", 2003. 569 p. (rus)
2. Starchenko D. I. Rational basis for calibrating bulb flat steel [Racional'nye osnovy kalibrovki polosobul 'bovoj stali]. ZhdMI, Proizvodstvo i obrabotka stali. Khar 'kov, 1960. Iss. 5. Pp. 189-199. (rus)
3. Starchenko D. I. Theory of trough calibration of bulb flat sections [Teoriya korytnoj kalibrovki polosobul'bovyh profilej]. ZhdMI, Proizvodstvo i obrabotka stali. Kharkov, 1960. Iss. 5. Pp. 200-247. (rus)
4. Shum V. B., Yakovchenko A. V. The interval calibration of asymmetrical bulb flat sections [Stupenchataya kalibrovka nesimmetrichnogo polosobul 'bovogo profilya]. Metal and Casting of Ukraine. 2004. No. 12. Pp. 25-28. (rus)
5. Method of rolling bulb flat steel. Patent 67656А Ukraine, no. № В21 В1/08, 2004.
6. Snitko S. A., Denishchenko N. P., Pilipenko V. V. Adaptation of method of the finite-element modeling the process of the oval roll rolling in round calibre [Adaptaciya metoda konechno-elementnogo modelirovaniya processa prokatki oval'nogo raskata v kruglom kalibre]. Scientific works collection of DonSTI. 2021. Iss. 23 (66). Pp. 32-39. (rus)
7. Solod V. S., Beigelzimer Ya. E., Kulagin R. Yu. Mathematical modeling of deformation resistance during hot rolling of carbon steels [Matematicheskoe modelirovanie soprotivleniya deformacii pri goryachej prokatke uglerodistyh stalej]. Metal and Casting of Ukraine. 2006. No. 7-8. Pp. 52-56. (rus)
8. Yakovchenko A. V., Denishchenko P. N., Kravtsova S. I., Ivleva N. I. Method for refinement of constants determining thermokinetic parameters in the formula for calculating metal flow stress [Metod
Металлургия и материаловедение
utochneniya konstant, opredelyayushchih termokineticheskie parametry v formule rascheta napryazheniya techeniya metalla]. Scientific works collection of DonSTI. Alchevsk, 2022. No. 26 (69). Pp.29-39. (rus)
9. Polukhin P. I., Gun G. Ya., Galkin A. M. Resistance to plastic deformation of metals and alloys: a handbook [Soprotivlenie plasticheskoj deformacii metallov i splavov: spravochnik]. Metallurgy. 1976. 488 p. (rus)
Сведения об авторах
Яковченко Александр Васильевич, д-р техн. наук, профессор каф. обработки металлов давлением и металловедения
Донбасский государственный технический университет, Луганская Народная Республика, РФ, e-mail: mond1991@mail.ru
Денищенко Павел Николаевич, канд. техн. наук, доцент, зав. каф. обработки металлов давлением и металловедения
Донбасский государственный технический университет, Луганская Народная Республика, РФ, e-mail: pavel. denischenko@gmail. com
Кравцова Светлана Игоревна, аспирант каф. обработки металлов давлением и металловедения Донбасский государственный технический университет Луганская Народная Республика, РФ, e-mail: kravtsosveta@gmail. com
Пилипенко Виктор Владиславович, канд. техн. наук, старший преподаватель каф. обработки металлов давлением
Донецкий национальный технический университет, Донецкая Народная Республика, РФ, e-mail: dvenaxa94@mail. ru
