Основы проектирования универсальных кривошипных горячештамповочных прессов

Олег Вячеславович Олисевич родился в 1979 г., окончил МГТУ "МАМИ" в 2001 г. Инженер отдела дизельных двигателей ФГУП "НАМИ". Автор 7 научных работ в области топливоподающей аппаратуры.

O.V. Olisevich (b. 1979) graduated from the Moscow State Technical University "MAMI" in 2001. Engineer of department for diesel engines of Federal State Unitary Enterprise "NAMI". Author of 7 publications in the field of fuel supply apparatus.

Сергей Дмитриевич Скороделов родился в 1965 г., окончил ГТУ МАДИ в 1987 г. Начальник отдела вычислительной техники кафедры "Теплотехника и автотракторные двигатели" ГТУ МАДИ.

S.D. Skorodelov (b. 1965) graduated from the State Technical University "MADI" in 1987. Head of department for computing technology of "Heat Technology and Auto-tractor Engines" department of the State Technical University "MADI".

ТЕХНОЛОГИЯ И ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ I МАШИНЫ |

УДК 621.73.06

Э. Ф. Богданов, И. Н. Черкасова

ОСНОВЫ ПРОЕКТИРОВАНИЯ УНИВЕРСАЛЬНЫХ КРИВОШИПНЫХ ГОРЯЧЕШТАМПОВОЧНЫХ ПРЕССОВ

Рассмотрены результаты применения обобщенного уравнения силы деформирования заготовки для анализа процессов горячей штамповки в открытых штампах и возможности использования безразмерных критериев подобия для унификации кинематических и конструктивных параметров универсальных кривошипных горя-чештамповочных прессов.

Основное назначение кривошипных горячештамповочных прессов (КГШП) — горячая штамповка в открытых штампах, в процессе которой из заготовок с невысокой точностью по объему можно изготовить поковки с достаточно высокой точностью по высоте.

Проектирование КГШП до сих пор ведется с применением линейного графика его нагружения за каждый из двух переходов [1], что приводит к занижению в 2,5-4 раза силы деформирования в начале второго перехода. Отсутствуют методы определения границы между переходами штамповки и затрат энергии при деформировании в предварительном и окончательном ручьях.

Для анализа технологического процесса базовой двухпереходной штамповки в открытых штампах используем эмпирическое уравнение силы деформирования в безразмерных относительных координатах (без учета влияния упругости системы пресса):

Р H ( H

—— = di + d2— + (1 - di - d2) ( — Pmax — \HE

где Р и Ртах — текущее за два перехода и максимальное значение силы пластического деформирования расчетной заготовки в окончательном ручье; Н и Н^ — текущее и суммарное значение хода пластического деформирования за два перехода; = 0,08; = 0,05 — коэффициенты для типовой круглой в плане поковки; р = 12 показатель степени [2].

По данным Я.М. Охрименко при штамповке в окончательном ручье максимальная сила деформирования примерно в 2 раза больше, чем в предварительном ручье. Аналогично при проектировании молотовых открытых штампов центр предварительного ручья располагают вдвое дальше от центра штампа, чем центр окончательного ручья [3]. На обобщенном графике относительной силы деформирования за границу предварительного и окончательного ручьев примем Н/Н^ = 0,932 (точка Ь, см. рис. 1), где Р/Ртах = 0,5.

В настоящей статье рассматриваются примеры штамповки заготовок при полном использовании силовых возможностей КГШП. Примем, что суммарный ход деформирования Н^ = 0,15Нп, где Нп —

Рис.1. Графики силы пластического деформирования при штамповке за два перехода на КГШП в открытых штампах без учета влияния упругости пресса:

1 — суммарный степенной график; й\Ь — первый переход (предварительный ручей); Ьс — второй переход (окончательный ручей); 2 — кусочно-линейный график первого перехода аЬ; 3 — линейный график второго перехода Ьс

р

полный ход ползуна пресса. Тогда ход ползуна при пластическом деформировании в предварительном ручье Нд = 0,932#£ = 0,14Нп; ход ползуна при пластическом деформировании в окончательном ручье Нд = 0,068Яе = 0,01Нп.

Один из важных показателей качества поковок — точность размера высоты, зависящей от многих случайных факторов, которые приводят к рассеянию величины объема и температуры заготовок перед штамповкой, особенно в окончательном ручье, от жесткости системы пресса Сп. Рассеяние объема и температуры заготовок приводит к рассеянию наибольшей силы их деформирования в окончательном ручье, которое достигает ±33 % среднего расчетного значения Ррз. Закон распределения наибольшей силы деформирования близок к нормальному закону распределения случайной величины (рис. 2). Сила Ртах расчетной заготовки во избежание перегрузки не может быть более 0,75 номинальной силы КГШП Рн [4]. Примем, что для расчетной заготовки (№ 2) Ртах = 0,75Рн. Среднее квадратическое отклонение для окончательного ручья а = 0,25Рн/3. Для "горячей" заготовки (№ 1), у которой объем наименьший, а температура при штамповке в окончательном ручье наибольшая, сила деформирования Ртах = 0,75Рн — 3а = 0,5Рн. Максимальная сила деформирования для "подстуженной" наибольшей по объему заготовки (№ 3) в пределах доверительного интервала (3а) практически составляет Ртах = 0,75Рн + 3а = Рн, т.е. в 1,33 раза больше расчетной. Это согласуется с рекомендацией Е.И. Семенова выбирать КГШП с запасом по силе в 1,2-1,3 раза [3].

Примем, что для предварительного ручья, первого после нагрева заготовок в индукторе, рассеяние наибольшей силы деформирова-

Рис. 2. График плотности вероятностей нормального распределения силы деформирования в окончательном ручье:

а(Р) — среднее квадратическое отклонение; Рр.з — наибольшая сила деформирования расчетной заготовки

ния Рд вдвое меньше, чем в окончательном ручье, а = 0,125Рн/3, Рд = 0,25 ... 0,5Рн; для расчетной заготовки № 2 Рд = 0,375Рн.

Площадь под кривой 1 на рис. 1 в принятых координатах определяет работу пластической деформации заготовки за первый и второй переходы (в предварительном и окончательном ручьях) по отношению к условной максимальной работе Атах = РтахН£. Работа пластической деформации А^ заготовки в предварительном ручье по отношению к Атах равна:

Ал

0,932

Р

Am

Р„

d —

H

= dl Hk

+

0,932

+ di + 2

1 — d1 — d2 p + 1

H2 0,932

тг" +

hs; 0

( H А p+1 0,932

ы 0

Подставив значения коэффициентов д,\ и й2 и показателя степени р, получим простейшее выражение для определения Апл в предварительном ручье: Апл = 0,123РтахНЕ.

Для упрощения расчетов график относительной силы деформирования в предварительном ручье (см. рис. 1) можно аппроксимировать кусочно-линейным из двух прямых. Начальный участок графика описывается уравнением прямой Р/Ртах = + ¿2И/И^ до точки а, где Н/Н: = 0,79; Р/Ртах = 0,12; вторая прямая соединяет точку а с кривой 1 в точке Ь, где Р/Ртах = 0,5(Н/Н = 0,932).

Для окончательного ручья

Ал

P

Am

Pm

0,932

dlHk )=di f

+

0,932

+ di + 2

H

H

+

1 — dl — d2 p +1

H

H

0,932

p+i

0,932

После подстановки в формулу (3) значений й2 и р получим Апл = 0,0489РтахН.

На рис. 1 часть кривой 1 от точки Ь до точки с является графиком относительной силы деформирования в окончательном ручье. Для линеаризации этого графика достаточно соединить прямой точки Ь и с, при этом площадь под прямой будет больше на 4 %, чем площадь под кривой 1 по формуле (3).

В табл. 1 приведены результаты расчетов работы пластического деформирования заготовок № 1, 2 и 3 при штамповке в предварительном и окончательном ручьях по формулам (2) и (3) на КГШП силой Рн = 25 МН, у которого Нп = 350 мм, НЕ = 0,15Нп = 52,5 мм. Ход деформирования в предварительном ручье Нд = 0,14Нп = 49 мм, в

0

l

l

2

l

l

Таблица 1

Энергетические показатели (кДж) штамповки заготовок (№ 1, 2, 3) в предварительном и окончательном ручьях на КГШП силой Рн = 25 МН

Энергетические показатели Предварительный ручей Окончательный ручей Сумма двух ручьев

№ 1 № 2 № 3 № 1 № 2 № 3 № 1 № 2 № 3

Рд, МН 0,25Рн 0,375Рн 0,5 Рн — — — — — —

Ртах, МН — — — 0,5Рн 0,75Рн Рн — — —

^Цж 80,7 121,1 161,4 32,1 48,1 64,2 112,8 169,2 225,6

Ау, кДж 3,4 7,6 13,5 13,5 30,3 53,9 16,9 37,9 67,4

А = Апл + + Ау, кДж 84,1 128,7 174,9 45,6 78,4 118,1 129,7 207,1 293,0

окончательном ручье Нд = 0,01Нп = 3,5 мм. Результаты расчетов показывают, что Апл для заготовок № 3 больше, чем для заготовок № 1 ровно в 2 раза. Сила деформирования для всех заготовок в окончательном ручье вдвое больше, чем в предварительном ручье, Ртах = 2Рд. В то же время работа деформирования в предварительном ручье больше в 2,5 раза, чем в окончательном ручье. Это в какой-то степени уравнивает условия эксплуатации этих ручьев.

Важнейшей характеристикой КГШП является его жесткость Сп (табл. 2). Нижний предел жесткости должен обеспечивать необходимую точность размеров поковок по высоте. Чем больше жесткость пресса, тем выше точность поковок по высоте. Недостаточная жесткость приводит к тому, что при штамповке в окончательном ручье поковка не укладывается в допуск.

Таблица 2

Жесткость универсальных КГШП и жесткость процессов штамповки

заготовок № 3

Рн, МН Сп, С ^т.ср Сп/ ^Т.ср Стк, МН/мм Сп/ Ст.к Рн/

МН/мм

6,3 4,35 1,58 2,75 2,2 1,98 0,015

10 6,90 2,0 3,45 2,8 2,46 0,012

16 8,43 2,67 3,16 3,73 2,26 0,013

25 11,60 3,57 3,24 5,0 2,32 0,012

40 12,95 5,0 2,59 7,0 1,85 0,015

63 13,24 6,84 1,94 9,58 1,38 0,021

80 16,42 8,33 1,97 11,66 1,41 0,020

100 17,00 10,0 1,70 14,0 1,21 0,024

125 21,18 12,02 1,76 16,8 1,26 0,023

160 25,00 13,3 1,88 18,6 1,34 0,021

Для оценки условий штамповки необходимо сравнить жесткость пресса Сп и жесткость технологического процесса штамповки Ст (тер-

мин предложен Е.Н.Ланским [5]) в окончательном ручье наиболее труднодеформируемой заготовки № 3. Найдем текущую относительную жесткость процесса штамповки, для чего возьмем первую производную уравнения (1):

Со = d2 + p

Текущая жесткость процесса штамповки заготовки № 3 для КГШП номинальной силой Рн

P P п — п 1 н — Рн

Ст - -

н

d2 + p (1 - di - ¿2) ( нр

p-i

Жесткость в конце процесса штамповки

Ст.к = [¿2 + Р

За основную характеристику жесткости процесса штамповки примем "среднюю" жесткость при деформировании заготовки № 3 в окончательном ручье Стср, равную тангенсу угла с66' (см. рис. 1) прямоугольного треугольника, у которого катеты: с6' = Рн/2; 66' = = 0,068Не = 0,01Нп, тогда Ст.ср = Рн/(0,02Нп).

Отношение Сп/Стср показывает во сколько раз пластическая деформация заготовки по высоте в окончательном ручье больше упругой деформации пресса за период пластического деформирования. Из табл.2 следует, что Сп / Стср = 1,70... 3,45, причем, как правило, чем тяжелее пресс по номинальной силе, тем меньше отношение Сп/Стср и ниже относительная точность высоты поковок. Наибольшая жесткость технологического процесса приходится на самый конец штамповки в окончательном ручье

превышает Ст.к на

26.. .41% и обеспечивает возможность штамповки на этих прессах поковок большой массы. Относительно ниже, чем у других, жесткость пресса силой Рн = 100 МН, у которого Сп/Ст.к = 1,21.

В табл.2 приведены значения комплексного безразмерного критерия подобия Рн/(гСп), который у легких и средних КГШП равен, примерно, постоянному значению (0,0135 ± 0,0015), а у тяжелых КГШП резко возрастает (0,022±0,002). Это связано с тем, что у КГШП [1] с увеличением номинальной силы Рн более чем в 25 раз радиус кривошипа г увеличился всего лишь в 3 раза, а жесткость Сп — почти в 6 раз и дальше ее увеличивать практически невозможно.

Большое влияние на процесс штамповки оказывает упругая деформация пресса. В самом начале при нагружении пресса силой, при которой начинается пластическое деформировние заготовки в предварительном или окончательном ручьях, наблюдается только упру-

Рис. 3. Графики нагружения КГШП при штамповке заготовок № 1, 2 и 3:

а и б — штамповка в предварительном и окончательном ручьях; заштрихованная область — потери энергии на упругую деформацию пресса при штамповке расчетной заготовки № 2

гое деформирование пресса (рис. 3). Ход деформирования Нд в окончательном ручье в 14 раз меньше, чем в предварительном. Поэтому на рис.3,б масштаб по оси абсцисс для наглядности на порядок больше, чем на рис.3,а. Упругая начальная деформация пресса без учета нелинейного участка при штамповке в предварительном ручье Ну.н = 0,16Рд/Сп, в окончательном ручье Ну.н = 0,5Ртах/Сп. При дальнейшем ходе ползуна вниз одновременно идет пластическое деформирование заготовки на величину Нд и продолжается упругое начальное деформирование пресса Ну'н. При штамповке в предварительном ручье Ну.н = 0,84Рд/Сп, в окончательном ручье Н"н = 0,5Ртах/Сп. Суммарная упругая начальная деформация Нун = Ну.н+Ну'н; для предварительного ручья Нун = Рд/Сп, для окончательного ручья Нун = Ртах/ Сп. На рис. 3 упругая деформация Ну'н показана условно в конце участка пластического деформирования заготовки. Суммарная работа упругой начальной деформации пресса при штамповке в предварительном ручье Аун = Рд/(2Сп), в окончательном ручье Аун = Ртах/(2Сп).

Разгрузка пресса от упругой энергии, накопленной к концу рабочего хода ползуна вниз, происходит при повороте кривошипа главного вала от крайнего нижнего положения вверх на угол ар, соответствующий упругой деформации разгрузки Ну.р(Ну.р = Ну.н). Угол положения кривошипа в зависимости от недохода ползуна 8 определяется как

[5, 6]:

( ^

а = arccos

s2 \

1 -

V

гЛ 2r2

1 + 1 -s

Л r

где Л = т/1 (1 — длина шатуна). Если в уравнении (7) заменить 8 на

Ну

у.р;

то получим а = ар.

Для КГШП силой Рн =25 МН (г = 175 мм; Л = 0,15) при штамповке в окончательном ручье расчетной заготовки № 2 Ну.р = = Ртах/Сп = 0,75Рн/Сп = 1,62мм и ар = 7,27°. Для наиболее трудно-деформируемой заготовки № 3 Ну.р = 2,16 мм и ар = 8,39°.

Как проявляет себя энергия разгрузки, полностью зависит от соотношения угла ар и угла аз заклинивания кривошипно-ползунного механизма пресса. Как известно [6], угол

. ^ [(1 + Л) га + Лгв + го]

аз = arcsin---—-

з г

- arcsin

. ЛДВ R0 М RA + Г +

1 + Л 1 + Л

где га, г в и г0 — радиусы шарнирных соединений шатуна с эксцентриком главного вала, шатуна с ползуном и опорной шейки главного вала соответственно; ^ — коэффициент трения в кинематических парах кривошипно-ползунного механизма пресса; Да = гА/г; ДВ = гв/г; Д0 = г0/г. Для универсальных серийных средних КГШП (Рн = 20... 50 МН) Да = 2,6; Дв = 1,8; До = 1,6; Л = 0,15. Эти или другие значения относительных величин Да, Дв, Д0 и Л могут быть приняты для всей гаммы КГШП, что обеспечит их кинематическое подобие.

Для прессов с жидким смазыванием при определении крутящего момента на главном вале во время рабочего хода рекомендуется принимать ^ = 0,03... 0,04 [6]. При рабочем ходе пресса вниз угол аз не влияет на процесс штамповки, он только определяет зону, в которой при критической перегрузке пресса произойдет его заклинивание. При ходе ползуна вверх угол аз зависит от положения кривошипно-ползунного механизма в конце процесса разгрузки, когда сила сжатия штампов небольшая, а коэффициент трения возрастает и ^ > 0,035. Тогда по формуле (8) для КГШП при принятых значениях величин Да, ДВ, Д0 угол аз > 8,5° > ар. Потенциальная энергия упругой деформации пресса теряется при ходе ползуна вверх на угол поворота кривошипа, равный аз [6].

В реальных условиях почти всегда аз > ар. Поэтому значение энергии разгрузки следует отнести к потерям энергии привода КГШП. Для всех заготовок энергия разгрузки Ау.р в предварительном ручье так же, как и в окончательном ручье, численно равна энергии упругой начальной деформации Ау.н. Общие потери на упругую деформацию пресса при штамповке в предварительном ручье Ау = Рд2/ Сп, в окончательном ручье Ау = Р^ах/Сп.

Важной характеристикой, обеспечивающей при определенных условиях прочность основных узлов привода кривошипных прессов, является номинальный угол недохода ползуна до нижней крайней

точки ан. Для определения необходимого значения ан построим графики зависимости допустимой силы на ползуне КГШП по прочности главного вала и зубчатой передачи в зависимости от угла поворота кривошипа главного вала а при различных значениях номинального угла ан. По формуле Сторожева [5, 6]

Мк = Р

где Мк — крутящий момент на главном вале пресса; m^ = r(sin а + + Л sin2a/2) — идеальное приведенное относительное плечо крутящего момента; = ^ [(1 + Л) rA + Лгв + r0] /r(1 + Л) — приведенное относительное плечо трения крутящего момента.

Если в формуле (9) заменим Р на Рн, m^ на то получим

Мн = Рн

где Мн — номинальный крутящий момент; — идеальное плечо при

а = ан.

В точке пересечения прямой Р/Рн = 1 и кривой, построенной по формуле (9), Мк = Мн. Тогда, приравняв выражения (9) и (10), получим

Л

P mi

+mß sin ан+2 sin 2ан[(1+Л) Ял+ЛЯе+Яо]

Рн

ma+m;

sin а+Л sin 2а+^ [(1+Л) Ял+ЛЯе+Я0] 2

где д — коэффициент трения в шарнирных соединениях кривошипно-ползунного механизма пресса при жидком смазывании и высоких значениях контактного удельного давления в период рабочего хода вниз при деформировании поковки.

На рис. 4 графики, построенные по формуле (11), ограничивают допустимую силу Р на ползуне по прочности зубчатой передачи в зависимости от угла кривошипа а при различных значениях номинального угла ан. Чем меньше принятый при расчете коэффициент трения д, тем ниже при прочих равных условиях относительная величина Р/Рн и

р/р„

0,8-

0,6-

0,4-

0,2-

\

11 \ <х„=12,8°

>< II >

0

10

20

30

40

Рис. 4. Графики допустимой силы на ползуне по прочности эксцентрикового вала и зубчатой передачи в зависимости от угла поворота кривошипа а при различных значениях номинального угла недохода ан: 1 и 2 — графики силы деформирования в предварительном и окончательном ручьях

меньше запас прочности зубчатой передачи. При расчетах по формуле (11) было принято ^ = 0,01. Такое наибольшее значение коэффициента ^ было получено во время испытаний КГШП силой 125 МН в конце хода вниз при применении вместо поковки гидравлического на-гружателя [1].

Для КГШП номинальный угол ан рекомендуется в пределах 3 ... 5° [5, 6]. Для типовой поковки при принятых значениях коэффициентов di, d2 и показателя степени р при штамповке в окончательном ручье угол ан должен быть не менее 6°. При штамповке более сложных поковок ан должен быть еще больше. Тяжелые прессы силой Рн ^ 63 МН проектируют, как правило, для штамповки поковок автомобильной промышленности. В этом случае могут учитываться особенности силового графика конкретного технологического процесса. Например, поковка балки передней подвески автомобиля КамАЗ из стали 45 по массе меньше поковки коленчатого вала из хромомолибденованадие-вой стали, но штамповать ее сложнее. Узкая поковка балки имеет двутавровое сечение почти по всей длине (около двух метров) с тонкой стенкой между полками. Штамповка высоких полок двутавра требует значительной силы при деформировании даже в предварительном ручье. При выборе угла ан необходимо учитывать ударный характер нагрузки зубчатой передачи, особенно в начале штамповки в окончательном ручье. Увеличение угла ан повышает номинальный момент Мн (при неизменной номинальной силе Рн) и требования к прочности зубчатой передачи.

У серийных легких и средних КГШП Воронежского завода ТМП номинальный недоход до нижней крайней точки принимают равным 5 мм [4]. У среднего пресса силой Рн = 25 МН при пересчете по формуле (9), заменив зн на Ну.р, получим ан = 12,8°; у тяжелых КГШП 8н = 6... 8 мм [1], тогда ан = 12,2... 12,4°; у легких КГШП (Рн < 16 МН) ан = 13,8... 17°. Полученные значения угла ан в несколько раз превышают значения, рекомендуемые в учебниках. Угол ан — параметр более приемлемый при расчетах, чем значение недохода зн, так как он не зависит от номинальной силы пресса и может быть унифицирован для всей гаммы универсальных КГШП.

Для оценки условий нагружения привода пресса для преодоления сопротивления поковки пластическому деформированию и сил трения в кривошипно-ползунном механизме при штамповке в предварительном и окончательном ручьях разделим уравнение (9) на Mmax = Pmaxr:

= {sinа + ^ sin 2а + ^ [

На рис. 5 приведены графики, построенные по формуле (12) для предварительного и окончательного ручьев независимо от номинальной силы пресса. Площади под кривыми 1 и 2 равны относительным

Рис. 5. Графики относительного момента М/Мтах на главном вале при штамповке в предварительном (кривая 1) и окончательном (кривая 2) ручьях; Пмгн — мгновенный КПД кривошипно-ползунного механизма

затратам энергии привода при штамповке в каждом из ручьев без учета потерь на упругую деформацию и холостой ход пресса за технологический цикл, состоящий из двух двойных ходов. Суммарные затраты энергии на пластическую деформацию заготовки и преодоление сил трения в кривошипно-ползунном механизме при штамповке в предварительном и окончательном ручьях отличаются меньше, чем затраты только на пластическую деформацию, всего в 1,6 раза. Это связано с тем, что штамповку заготовок в окончательном ручье ведут при малых углах а, когда мгновенный КПД кривошипно-ползунного механизма [5] имеет наименьшие значения (см. рис. 5). Если учесть потери энергии на упругую деформацию пресса (см. табл. 1), то разница будет еще меньше. При штамповке на прессе Рн = 25 МН для расчетных заготовок № 2 затраты энергии будут отличаться в 1,25 раза, а для наиболее труднообрабатываемых заготовок № 3 — всего в 1,15 раза. Если еще учесть потери энергии на трение при включении муфты и тормоза на каждом одиночном ходе, в кривошипно-ползунном механизме за периоды холостого хода ползуна вниз и вверх, в приводе от электродвигателя до кривошипно-ползунного механизма за каждый двойной ход пресса и за время выстоя ползуна в верхнем положении между одиночными ходами, то разницы в нагрузке привода при штамповке в предварительном и окончательном ручьях почти не будет. Это подтверждает правильность определения границы разделения предварительного и окончательного ручьев.

Выводы. 1. Применение безразмерных критериев подобия (Да, Яв, Д0, Рн/(гСп) и др.), не зависимых от номинальной силы пресса, позволяет унифицировать кинематические и конструктивные параметры универсальных КГШП.

2. Установлено, что принятые границы разделения переходов штамповки в открытых штампах примерно уравнивают энергетические затраты электропривода КГШП при штамповке в предварительном и окончательном ручьях.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. К р у к А. Т. Проектирование и производство тяжелых кривошипных горяче-штамповочных прессов. - Воронеж: ВГУ, 2003. - 188 с.

2. Богданов Э. Ф. К расчету привода горячештамповочного пресса с учетом его вероятностного нагружения // Вестник машиностроения. - 1985. - № 11. -С. 62-64.

3. Семенов Е. И. Ковка и объемная штамповка. - М.: Высш. шк., 1972. -352 с.

4. Игнатов А. А., Игнатова Т. А. Кривошипные горячештамповочные прессы. - М.: Машиностроение, 1984. - 312 с.

5. Кузнечно - штамповочное оборудование / Под ред. А.Н.Банкетова и Е.Н.Ланского. - М.: Машиностроение, 1982. - 576 с.

6. Ж и в о в Л. И., Овчинников А. Г., Складчиков Е. Н. Кузнечно-штамповочное оборудование. - М.: Изд-во МГТУ им. Н.Э. Баумана, 2006. -560 с.

Статья поступила в редакцию 19.12.2006

Энгель Федорович Богданов родился в 1925 г., окончил МВТУ им. Н.Э. Баумана в 1954 г. Д-р техн. наук, профессор кафедры "Технологии обработки давлением" МГТУ им. Н.Э. Баумана. Автор более 100 научных работ в области обработки металлов давлением.

E.F. Bogdanov (b. 1925) graduated from the Bauman Moscow Higher Technical School in 1954. D. Sc. (Eng.), professor of "Technology of Processing by Pressure" department of the Bauman Moscow State Technical University. Author of more than 100 publications in the field of processing metals by pressure.

Изабелла Николаевна Черкасова родилась в 1951г., окончила МВТУ им. Н.Э. Баумана в 1975 г. Канд. техн. наук, зав. лабораторией кафедры "Технологии обработки давлением" МГТУ им. Н.Э. Баумана. Автор свыше 25 научных работ в области технологии горячей штамповки.

I.N. Cherkasova (b. 1951) graduated from the Bauman Moscow Higher Technical School in 1975. Ph. D. (Eng.), head of laboratory of "Technology of Processing by Pressure" department of the Bauman Moscow State Technical University. Author of more than 25 publications in the field of technology of hot stamping.