CC BY
22
-Ф-
ОБРАБОТКА МЕТАЛЛОВ ДАВЛЕНИЕМ
Научный редактор раздела докт. техн. наук В.Л. Бережной
УДК 621.777
____________V
АНАЛИЗ И ФОРМАЛИЗАЦИЯ ПРЕДСТАВЛЕНИИ
О НЕРАВНОМЕРНОСТИ ДЕФОРМАЦИИ
ДЛЯ ТЕХНОЛОГИЧЕСКОГО РАЗВИТИЯ ПРЕССОВАНИЯ
В.Л. Бережной, докт. техн. наук (ОАО ВИЛС, e-mail: [email protected])
Приведен анализ и синтез исходных гипотез о природе экструзионной неравномерности деформаций с определением и формализацией причинно-следственных связей. Предложена четвертая гипотеза с направленностью на совершенствование технологии прессования с использованием базы данных к прежним гипотезам и результатов новых исследований.
Разработаны определяющие показатели кинематико-силового и термического воздействий на прессуемую заготовку и реагирования на них внутренних процессов. Предложен подход к построению методологии определения и уменьшения неравномерности распределения деформаций и механических свойств экструдата.
Ключевые слова: способы прессования, неравномерность деформации, гипотезы, показатели, функциональные связи, воздействия и вызываемые в заготовке процессы, методика оптимизации деформирования.
Analysis and Formalization of Insights about Nonuniformity of Strain for Technological Development of Extrusion. V.L. Berezhnoy.
Analysis and synthesis of initial hypotheses about nature of extrusive nonuniformity of strains with determination and formalization of cause-and-effect relations are shown. The fourth hypothesis aimed at an improvement in the extrusion technology with the use of a data base for the previous hypotheses and results of new studies has been proposed.
Key indices of kinematic-and-force and thermal influences on a billet under extrusion and respondence of internal processes to the influences have been developed. An approach to development of methodology for determination and reduction of nonuniformity of distribution of strains and mechanical properties of extrudate has been proposed.
Key words: extrusion techniques, nonuniformity of deformation, hypotheses, indices, functional relations, influences and processes initiated in a billet, deformation optimization procedure.
Введение в проблематику
Вненаучные представления о природе, причинах и последствиях неравномерного характера пластической деформации при ОМД нельзя назвать вполне корректными, выверенными тестированием и практикой. Более того, «окружив себя» стандартами на дефор-
мированные полуфабрикаты, их производители и потребители привыкают исключать из практики ОМД содержательную часть понятия «неравномерность распространения деформации и механических свойств». Между тем соответствие пресс-изделий некоторым стандартам на механические свойства не гарантирует получения для ответственных приме-
-Ф-
-Ф-
ОБРАБОТКА МЕТАЛЛОВ ДАВЛЕНИЕМ
нении достаточно равномерных значении этих свойств по длине и поперечным сечениям, поскольку на практике следовать условиям осуществления постадийно равномерного термомеханического режима прессования далеко не просто в большинстве случаев.
Вместе с тем, по мнению автора, тема «неравномерность пластической деформации» и сегодня достаточно важна и научно актуальна для продолжения глубоких исследований и разработок, начиная с анализа - синтеза базы данных исследований, выполненных в прошлом и представляющих немалую ценность сегодня.
Начнем с того, что рассматривая пластическую деформацию как единственное средство необходимого формирования материала слитка и принудительного преобразования литой зеренной структуры, можно лишь в отдельно допускаемых случаях теоретической идеализации представлять деформацию равномерной [1-3]. Отметим, что до сих пор это положение нередко нарушалось в публикациях.
В общей постановке неравномерность пластической деформации имеет естественную (микро-) и дополнительную (технологическую, макро-) составляющие.
Существующие процессы пластической деформации на микро- и субмикроскопическом (атомном) уровнях неоднородны, поскольку протекают в неодинаковых условиях для различных материальных частиц. Лежащее в основе этих процессов микросдвигообразова-ние неравномерно прежде всего из-за неравномерного действия напряжений притяжения 1 и отталкивания 2 в кристаллической решетке металла (рис. 1) [1, 2]. Результирующий характер такой неравномерности демонстрирует равнодействующая 3 этих напряжений. На расстоянии « и0 она достигает максимума а^,ах, неравномерно воздействующего в зоне притяжения. Затем при вхождении кривой 3 в пространство ио критически растет эффект отталкивания, и, наоборот, при увеличении межатомных расстояний (1и0)а плавно уменьшается, утрачивая значимую величину воздействия в общей точке с кривыми 1 и 2.
Ранее считалось, что проявления этого микродеформационного физического механизма не зависят от условий ОМД [1]. Однако
Рис. 1. Схема межатомного силового взаимодействия [1]:
1 и 2 - напряжения притяжения и отталкивания; 3 - равнодействующее напряжение; и0 - расстояние между граничными атомными плоскостями кристаллической решетки; а - межатомные напряжения; стт ах - максимум равнодействующего напряжения
известные примеры достигнутых кинетических преобразований в зеренной микроструктуре могут служить опорой для опровержения такого мнения в случаях ОМД, осуществляемых, например, в более равномерных режимах интенсивной сдвиговой пластической деформации (ИСПД) или с направленным использованием ультразвукового, ударного, вибрационного или фрикционного воздействий и др. [3-7].
Заметив, что актуальное направление ИСПД, не будучи вовлеченным в промышленность, пока прогрессирует в исследовательских работах металлофизиков [5], перейдем к главной задаче данной статьи, направленной на анализ/синтез и формализацию представлений о технологической неравномерности макродеформации с ее явной зависимостью, прежде всего, от условий ОМД, например, в способах прессования с их определенно жесткими граничными условиями и схемой деформации [3, 7-9].
Общее представление для случаев прямого и обратного прессования без смазки о поста-дийном (а) и фронтальном (б, в) распределениях осевых деформаций удлинения (а), обжатия (б) и сдвига (в) дают типовые графики (рис. 2) [3, 7].
Ключевыми моментами здесь являются по-стадийная нестационарность деформаций X' при прямом прессовании (рис. 2, а) и резкое уменьшение деформаций е' и 9' в направлении
ОБРАБОТКА МЕТАЛЛОВ ДАВЛЕНИЕМ
^\Бср б / 4 V''
\ч-2" / 2
/ /
А' 'е' = 0
Нп ¿п/2
0 0
¿п/2
Рис. 2. Типовые графики продольного (а) и поперечного (б, в) распределения локальных деформаций удлинения Л' (а), обжатия е' (б) и сдвига в' (в) в прутках после прямого (1) и обратного (2) прессования [3, 7]: X и е - геометрические коэффициент вытяжки и степень обжатия; - диаметр прутка; Нп - ход пресса
35 -
1/ 30 -О й
£ 25 с
20 15
-20
- 15
10
20 40 60 80 Степень обжатия б, %
100
Рис. 3. Зависимости распределения механических свойств в прутках из магниевого сплава (90% Мд + 10% А1) от степени деформации после прямого прессования без смазки (по П. Шмидту) [1]
w,
Рис. 4. Механическая (а) и кинематико-силовая (б) схемы прямого горячего прессования:
Рп - усилие прессования, vп и ш - скорости прессования и истечения;
тп з, тк з, тм з- напряжения контактного трения, передаваемые заготовке от пресс-шайбы, контейнера, матрицы соответственно;
*п.з, *к.з, ^м.з- температура заготовки, пресс-шайбы, контейнера и матрицы соответственно
от периферии прутка к его оси (менее интенсивное в случае обратного прессования) (рис. 2, б, в). Минимизируя эти явления, можно весьма значительно улучшить процесс прессования.
Хотя издавна считали [1, 8], что на характер поперечного изменения механических свойств значительное влияние оказывает степень деформации (рис. 3), различая осевую и периферийную зоны пресс-изделия (во второй ав выше, а § ниже), но это не вполне корректно, кроме того, не учитывалось формирование периферийной крупнозернистой градиентной неоднородности пониженной прочности (ККО) после прессования ряда сплавов [3].
Напряженно-деформированное состояние прессуемого материала принято отображать механической схемой деформации (рис. 4, а), содержащей главные напряжения (а1, а2, аз) и главные деформации (е^ в2, ез), которые определяют ход деформирования. А технологическая неравномерность деформаций возникает и количественно проявляется при конкретном дополнительном влиянии, например, в условиях прямого прессования (рис. 4, б), прежде всего, напряжений контактного трения между элементами инструмента и заготовкой (ткз, т мз, тпз), геометрических условий деформирования и течения, пространственных характеристик температурного поля (*з, ^п.з, ¿к.з, tмз) и температурно-скоростных условий истечения ^изд, м), а также характеристик реагирования природы деформируемого материала на эти условия.
Технологическая неравномерность пластической деформации при прессовании проявляется [1, 3, 7, 8] в характере деформационного зонообразования и течения материала в полости инструмента, в форме и высоте (длине) очага пластической деформации, особенностях поперечного градиента скоростей течения в контейнере, к выходу из матрицы, неравномерности распределений величин условно «послойного» обжатия (координатная сетка) и сдвига в поперечном сечении истекающего материала, постадийной нестационарности главных деформаций по ходу прессования, неоднородности зеренной структуры, формирующейся соответственно этим распределениям деформаций и под влиянием термоэффекта, который сопровождает экструзионный процесс, и др.
е
б
а
5
изд
-Ф-
-Ф-
ОБРАБОТКА МЕТАЛЛОВ ДАВЛЕНИЕМ
Вместе с тем неравномерная кинематика течения имеет причинно-следственную связь с появлением таких дефектов, как пресс-утя-жины, механические и отчасти термические трещины, поверхностные дефекты, градиентная неоднородность структуры и др. [3, 7, 8].
Наконец, при допущении развития негативных проявлений экструзионной неравномерности деформации соответственно снижаются выход годного и производительность прессового оборудования, ухудшаются характеристики качества и механических свойств продукции, растет объем ее отбракованной части.
О причинах и проявлениях
экструзионной неравномерности деформации
Сложность причинно-следственных связей в механизме неравномерной пластической деформации побудила ученых выразить свои представления о природе неравномерности течения и деформирования прессуемого материала в формате следующих гипотез:
1) при прессовании заготовок с равномерным температурным полем по сечению кинематика течения материала определяется величиной сил контактного трения;
2) степень неравномерности процесса течения зависит главным образом от химического состава и особенностей структуры прессуемого материала (т.е. природы материала);
3) контактное трение и природа материала определяют кинематику течения при прессовании одним способом различных металлов и сплавов;
4) независимо от природы горячепрессуе-мого материала технологическая неравномерность деформации развивается (увеличивается) или минимизируется в зависимости от величины и направленности кинематико-силового воздействия напряжений трения и сдвига в контейнере через его контакт с заготовкой.
При последующем ретроспективном рассмотрении этих гипотез применительно к существующим способам и режимам прессования здесь использованы принципы «анализа» (для структурирования объекта исследования) и «синтеза» (для выявления наиболее значи-
мых элементов, характеризующих причины неравномерности деформации). Такой подход позволяет сформировать в единую систему исходные данные, использовав «формализованную основу» выявленных причинно-следственных связей в виде системы с усилением роли формальной логики и математических методов.
Заметим, что при прессовании даже в случае теоретической абстракции (отсутствие контактного трения, изотермические условия, однородный материал) свободное истечение из контейнера через прутковую матрицу неравномерно, с максимумом по оси и минимумом в периферии потока, поскольку (см. рис. 4) путь частиц в центре потока (вдоль оси) всегда значительно короче пути периферийных частиц прессуемого из контейнера материала:
I ' ^ I + I
^п ер(тах) ^з.к + Чз.м,
а = ^з.к,
где 1П ер и 1ц - протяженности пути течения периферийной и центральной частиц; 1зк и 1зм - длины контактов заготовки с контейнером и матрицей соответственно.
Рассматривая фундаментальные работы, относящиеся к задаче вязкопластического течения, убеждаемся в том, что между отстающими и опережающими частицами в общем потоке с полем скоростей V,' должны создаваться соответствующие касательные напряжения т' - первопричина распространения в объеме обжимающей части пластической зоны (ОЧПЗ) неравномерности пластической макродеформации с истечением, но только в том случае, если выше ОЧПЗ таковая отсутствует [9] (рис. 5).
Рис. 5. Эпюры распределения касательных напряжений (а) и скоростей (б) при течении металла в конусной матрице со смазкой [9]
ОБРАБОТКА МЕТАЛЛОВ ДАВЛЕНИЕМ
Переход от теоретической абстракции к реальным условиям прямого и обратного прессования ведет к появлению других причин, усугубляющих первичную неравномерность течения и деформирования.
Поэтому анализ/синтез указанных гипотез и дополнений к ним целесообразно рассматривать применительно к существующим способам и режимам прессования [3, 7-9], которые автором представлены здесь в форме четырех обобщенных схем (моделей) деформационного зонообразования материала в общей полости контейнера/матрицы (рис. 6), отражающих механизмы макроскопической (технологической) неравномерности пластической деформации [7]. Заметим, что в период с 1929 по 1953 гг. представление о количестве зон менялось так: П. Швейсгут (3 зоны), С.И. Губкин (3), П.А. Сарычев (2) и А.С. Эдель-ман (5), что, по мнению автора, иллюстрирует отсутствие равенства в кинематико-силовом и температурном взаимодействии заготовки с инструментом в сравниваемых опытах.
Поскольку западные ученые издавна имели преимущества перед российскими в оснащении исследований лабораторным и технологическим оборудованием, прототипы которых создавались и использовались для исследований вне России (например, в Англии созданы первые промышленные прессы для прямого прессования, 1894-1895 гг., и обратного прессования, 1923-1924 гг. [7, 8]), то опорная часть данных для первых трех гипотез содержится
и т„
Рис. 6. Типовые схемы зонообразования материала в разных процессах прессования [7]:
- напряжения трения в контейнере, сопротивляющиеся и актив-
ные в отношении истечения;
с
тм з - напряжение трения от матрицы, сопротивляющееся истечению;
и vк - скорости прессования и принудительного перемещения контейнера; ш - скорость истечения
в иностранных публикациях. Напротив, четвертая гипотеза предложена в нашей стране, поскольку соответствующее оборудование (экспериментальное и опытно-промышленное) создано и комплексно (для исследований и производства) применено в СССР [7].
Первая гипотеза базируется на результатах работ таких ученых, как: Г. Треска [10, 11], который в 1864 г. впервые сообщил об установлении главенствующей роли трения в формировании характера течения материала, и А. Обермайер [10], описавший в 1868 г. качественную сторону процесса истечения пластмассы, моделирующей металл; П. Швейсгут [12, 13], предложивший в 1918 г. вариант деформационной схемы зонообразования в контейнере прессуемой латуни, изменяющейся под влиянием изменений контактного трения, и Г. Ункель [12, 14], в 1921 г. опубликовавший первое аналитическое рассмотрение течения материала и распределения деформаций; Г. Закс и В. Эйсбейн [15], в 1931 г. сообщившие о получении подтверждающих результатов при исследовании прямого прессования латуни и олова из подогретого контейнера; К. Пирсон и Д. Смит [16], которые опубликовали в 1931 г. данные о влиянии условий трения в разных температурно-скоростных режимах прямого и обратного прессования свинца, кадмия и олова, определив необходимость затрат 25-50 % от общей энергии на преодоление контактного трения при прямом прессовании без смазки.
Необходимо отметить определяющую роль в получении указанных результатов следующих методов -расчета деформированной координатной сетки, предложенного и опробованного в 1923-1925 гг. Г. Нильсеном и П. Гельб-гааром для исследования распределений конечных деформаций в объеме прессуемой заготовки [17], и выявления границ зон деформации травлением, разработанного в начале 20-х гг. XX века, по-види-
с
т
-Ф-
ОБРАБОТКА МЕТАЛЛОВ ДАВЛЕНИЕМ
мому, А. Фраем (метод Фрая [10]). Позднее их совместное применение [7] позволило построить достаточно точные схемы зонообра-зования материала в контейнере с количественным отображением конечных деформаций.
Аналитическому и, позднее, экспериментальному исследованиям влияния трения на характер течения материала большое внимание уделяли С.И. Губкин [1], И.Л. Перлин [3], В.В. Жолобов [8, 18], И.М. Павлов [19], П.С. Истомин [20], П.А. Сарычев [21], В.Д. Кузнецов [22], А.С. Эдельман [23], Л.В. Прозоров [9], что относится к периоду с конца 20-х до конца 50-х гг.
Обосновывая положения первой гипотезы, ряд исследователей показали, что изменением условий значительного трения можно получить одинаковый характер течения металлических материалов независимо от их природы и особенностей структуры. Разумеется, эти материалы должны прессоваться с исключением эффективной технологической смазки. Было установлено, что в прямой зависимости от условий трения находятся главные элементы проявления неравномерности деформации: зонообразование, высота(длина)очага пластической деформации, градиенты скорости течения из контейнера в матрицу и распределения деформаций в поперечном сечении потока материала.
Применительно к теме данной статьи автор считает целесообразным здесь указать базовые модели зонообразования, соответствующие типовым граничным условиям прессования в XXI веке (см. рис. 6) [7]. Так, горячему прямому прессованию без смазки соответствует первая схема зонообразования (см.
рис. 6, /) с граничным условием (тк.
) =
= ттах 1 Тэ, гДе Тэ - напряжение внутрикрис-таллического сдвига. Способ реализуется для алюминиевых, магниевых и, отчасти, медных и титановых сплавов [3, 6, 8, 9].
Объем заготовки, продавливаемой через плоскую матрицу, ранее условно делили на 3-5 зон [9]. Но обычно (в неэкстремальном по температурным условиям трения в контейнере случае) схема зонообразования принимает типовой для этого случая вид (см. рис. 6, /): упругая зона 1 удерживается под пресс-шайбой, основная часть материала проходит в ка-
нал матрицы из совмещенных смежных зон обжатия 2 + 5, а дополнительная его часть -из зоны деформации сдвига с растяжением 4. Как правило, при смыкании упругой 1 и застойной 3 зон прессование прекращают, чтобы оставить в отделяемом пресс-остатке пресс-утяжины и некачественный материал с поверхности заготовки.
Интенсивное сдвигообразование в зоне 4,
которое является следствием воздействия
с
напряжения трения тк з, сопротивляющегося течению материала в контейнере, может ре-зультироватся в виде градиентной зеренной неоднородности (ККО) и даже трещин в периферийной части пресс-изделии. Но зачастую возникает пережим «а» вблизи зоны 1, который ведет к увеличению деформаций V к концу прямого прессования (см. рис. 2, а, кривая 1).
Всегда с повышением тк з при прессовании с прямым истечением формируется более резко выраженное зонообразование с увеличением длины очага пластической деформации, объемов зон 3 и 4 и поперечных градиентов локальных конечных деформаций обжатия е' и сдвига 9' (рис. 7, кривые 1). Напротив, при замене тк з на х^ з (см. рис. 6, /V) зонообразование и кривые деформаций (рис. 7, кривые 2) кардинально, позитивно меняются.
Отметим поэтому, что формирование в полости контейнера разнородных деформационных механизмов обжатия с удлинением
%
Рис. 7. Типовой вид поперечных распределений конечных локальных деформаций обжатия £ (а) и сдвига в' (б) в диаметральной координированной плоскости прутков после прессования без смазки с прямым истечением в условиях сопротивляющегося (1) и технологически активного (2) действия напряжений трения в контейнере [7]: dп - диаметр прутка; 3 - уровень теоретически равномерной деформации
ь
т
ОБРАБОТКА МЕТАЛЛОВ ДАВЛЕНИЕМ
и сдвига с растяжением как суть неравномерности деформирования должно подлежать при прямом прессовании, как минимум, регулирующему воздействию для улучшения показателей прессования [6].
В соответствии с первой гипотезой, как установлено ранее [1, 8, 10, 16, 18], значительное уменьшение неравномерности деформаций и течения достигается при переходе к способу прямого прессования со смазкой (см. рис. 6, II - т^ з, тМ з > 0) или способу обратного прессования без смазки [3, 8] (см. рис. 6, III - т^ з > 0, тМ з ^ т5), позволяющим
многократно снизить прежде всего напряже-
с
ние трения тк з , которое сопротивляется течению материала в контейнере. Нейтрализуя сопротивляющееся контактное трение, эффективно действующая технологическая смазка позволяет сосредоточить вблизи матрицы короткий очаг пластической деформации 5, оставив большую часть материала в контейнере в упругопластическом (почти жестком) состоянии (зоны 1 + 2). По этим причинам с уменьшением влияния контактного трения весьма значительно снижаются энергозатраты на технологическое усилие (рис. 8), существенно выравниваются распределения деформаций (и соответственно механических свойств) по длине пресс-изделия (см. рис. 2, а) и в поперечных сечениях (см. рис. 2, б, в). Заметим, что, технологически используя трение посредством перехода к способу активно-обратного прессования [7] (см. рис. 6, IV), можно выровнять эти распределения, даже
Рп
Рис. 8. Сравнение индикаторных диаграмм разновидностей горячего прессования по условиям сопротивляющихся напряжений трения [3, 7]:
1,2,3 - способы прямого/обратного (оба без смазки) и гидростатического прессования
регулировать их с целью получения заданного уникального распределения (см. рис. 7).
В отношении рассмотренной схемы II (см. рис. 6) отметим, что ей соответствует характер течения разных материалов, прессуемых с эффективной смазкой в условиях квазижидкостного трения (сплавы на основе меди, титана, никеля, тугоплавких металлов, а также стали) [6], но использование технологических смазок для прямого прессования алюминиевых и магниевых сплавов малосущественно из-за снижения качества поверхности пресс-изделий и неприемлемого сокращения их номенклатуры. Схема II в первом приближении может представлять также гидропрессование, которое реализует идеальный случай граничных условий [3]. Как известно, гидропрессование, занимая узкий по объему рынок, не входит пока в число базовых экстру-зионных технологий.
Применение способов обратного прессования позволяет отказаться от смазок и использовать технологически универсальную плоскую матрицу (см. рис. 6, III), поскольку сопротивляющееся действие трения в контейнере отсутствует. В этом случае схема зоно-образования также подтверждает ключевую роль исключения трения в качестве главной причины парализации механизма неравномерной деформации: очаг деформаций получает минимальный размер, при этом трение на матрице может способствовать появлению упругой зоны 3 и малых активных напряжений сдвига т^! з на контакте ОЧПЗ с контейнером (теоретически определено Л. А. Шофманом, экспериментально подтверждено автором) [7].
Оценивая в рамках первой гипотезы качество проведенных в прошлом исследований, можно, конечно, отметить случаи неполного соблюдения правила сравнимости результатов по условиям прессования (неравенство граничных условий сопоставляемых процессов, неполнота данных о связи параметров трения с деформациями и об учете термоэффекта и/или скоростного упрочнения материала к концу прессования). Однако следует констатировать безошибочность формулировки первой гипотезы для области прямого прессования без технологической смазки в контейнере, что легко подтверждается несо-
-Ф-
-Ф-
ОБРАБОТКА МЕТАЛЛОВ ДАВЛЕНИЕМ
поставимыми с другими средствами возможностями силового воздействия на деформирование в контейнере (Ткз тах/Рп тах = 0,35 - 0,8 при V от 80 до 10 [7]) и, напротив, значительным сокращением проявлений неравномерности деформации при устранении только трения.
Поэтому позиции другой, второй гипотезы целесообразно отнести к обнаруженным в ранних исследованиях различиям в пластической деформации и характере течения разных материалов при прочих условиях прямого прессования, принятых не вполне корректно одинаковыми. С учетом отмеченного выше логично процедуру анализа/синтеза распространить на некоторую, хорошо подтвержденную в опытах часть области прямого прессования без смазки и на всю область прессования со смазкой.
Появлению и распространению второй гипотезы в России в значительной мере способствовал интересный эксперимент Н.С. Кур-накова и С.П. Жемчужного [24], которые в 1913 г. в экстремальном формате проверили возможности прессования чистых металлов, хрупких органических соединений и солей металлов. Опыты проводили при комнатной температуре и с малыми скоростями, без учета контактного трения и геометрических условий деформирования. Рассматривали связи между давлением истечения по диаграммам поста-дийного изменения и явлениями в материале. Выдвинули предположение о пластическом характере деформации в случае, если напряжения в материале не превосходят его прочности (металлы), и о хрупком разрушении материала (соли металлов) в случае условий с чрезмерным начальным накапливанием этих напряжений и последующим снятием их при разрушении материала. Приняв за основу существование здесь релаксации напряжений (по теории К. Максвелла), авторы разработали ее показатели, связанные с физико-химическими свойствами материала, температурой и временем деформирования [9, 24]. Затем, в ходе теоретических построений авторы сделали вывод о пропорциональной связи установившегося давления прессования с коэффициентом «внутреннего трения» (термин из того времени). На основе ряда опытов по прессованию Н.С. Курнаковым и сотрудниками были определены скорости релаксации
и коэффициенты внутреннего трения для ряда веществ, в т.ч. непрозрачных (теория К. Максвелла относится к прозрачным).
Эти результаты имели значительное влияние на ход последующих исследовательских работ и остаются практически актуальными, прежде всего в методическом плане, для проведения углубленного материаловедческого анализа некоторых экструзионных задач.
Здесь необходимо отметить, что ранее, в 1902 г. была опубликована работа Г. Там-мана [25], который в созданном им устройстве осуществил проверку прессуемости при двух постоянных ступенях усилия, но при разных скоростях и температурах деформирования ряда металлов, выбранных с учетом точки их плавления. Эта работа, цитируемая также в известной книге К. Пирсона [26], обозначила, по-видимому, позиции для осуществления первых исследований поведения разных материалов в условиях прессования, например, в работах [16, 24, 27, 28].
Формированию представлений о природе неравномерности деформаций для некоторых случаев прессования в рамках второй гипотезы способствовали работы Швейсгута (1929 г.), Зибеля (1934 г.), Ункеля (1936 г.), Пирсона (1936 г.), Истомина (1932-1944 гг.), Губкина С.И. и Жолобова (1935-1947 гг.), Са-рычева (1940 г.), Прозорова (1956 г.), Чадвика (1959 г.) и других, относящихся к периоду с конца 20-х по начало 60-х гг. в ХХ веке (упоминаются в известных трудах [1, 8, 9, 10, 16, 20, 26]).
В основу этих представлений о значимости влияния металлургической природы металлов и сплавов на неравномерность деформации вошли позднее (с 1950-х гг.) результаты исследований и наблюдений, с разработкой следующих положений:
- чистые металлы могут прессоваться в широком интервале температур, а полиморфные материалы целесообразно прессовать в условиях определенной фазы, устранив переход в другую, неблагоприятную фазу с возникающими при этом дополнительными напряжениями;
- примеси в чистых металлах сужают благоприятный температурный интервал прессования;
ОБРАБОТКА МЕТАЛЛОВ ДАВЛЕНИЕМ
- при выборе оптимального интервала температур прессования сплавов необходимо учитывать их структурное построение (с двумя и более фазами, однофазное, в виде интерметаллических соединений);
- температурный режим прессования, особенно без смазки, определяюще влияет на механические свойства пресс-изделий и характер их объемного распространения, поэтому требуется поэтапная стабилизация температурного оптимума для каждого сплава;
- неоптимальные условия охлаждения для каждого сплава также вносят свою лепту в неравномерность механических свойств и неоднородность зеренной структуры в пресс-изделии;
- температурные условия прессования могут выйти за пределы оптимального интервала
г', %
50 -
г', %
40
гср = 36 30
20
ср
= 0,1 а
цк = 0,18
Рис. 9.. Различия в характере неравномерного распределения деформаций в сечении координированных прутков при прямом прессовании меди (а) и латуни Л59 (б) с использованием некачественной смазки [1]
Рис. 10.. Различия в характере течения стали при прямом прессовании со смазкой с незначительным увеличением коэффициента трения [9]:
а - ц = 0,035; б - ц = 0,04-0,06; в - ц = 0,07
благодаря неучтенному охлаждению заготовки инструментом или неучтенному перегреву посредством термоэффектов трения и деформирования. При этом величина термоэффекта всегда повышается к концу процесса по-разному для разных сплавов и более интенсивно при переходе к высоколегированным сплавам (с высоким сопротивлением деформированию), а также с увеличением скорости прессования и т.д. Возможные последствия: неприемлемая неравномерность механических свойств и неоднородность структуры, а также трещины и другие дефекты, даже пережог зеренной структуры и т.д.;
- природа сравниваемых при прессовании сплавов проявляется в форме соответствующих ОЧПЗ, следствием чего является характер поперечных распределений деформаций обжатия е' [1] (рис. 9).
Заметим здесь, что эта картина не должна восприниматься как то, что напрямую происходит от природы материала, поскольку элементы этой картины находятся в зависимости от меры влияния контактного трения и несоблюдения заданного оптимального температурного режима прессования, прежде всего, по граничным условиям (см. разные значения коэффициента трения цк). Даже при прямом прессовании со смазкой влияние трения может проявляться через разные антифрикционные свойства (по коэффициенту трения ц) смазки (рис. 10) [9]. Поэтому улучшение качества смазки и применение матриц с оптимальным углом конусности (ам < 90°), исключающим образование зоны застоя близ канала истечения, будут способствовать существенному выравниванию градиентного распределения деформаций (см. рис. 6, //), а, следовательно, и повышению качества пресс-изделий [9].
Аналогично данным первой гипотезы, выполнение равенства условий весьма интересных исследований в рамках второй гипотезы также было небезупречно, по указанным и другим причинам. Рассматривая особое влияние природы материала на кинематику течения (характер фронтального течения из контейнера в матрицу), необходимо было исключать или выравнивать кинематико-силовое воздействие трения, зачастую подавляющее проявление природы материала, что возможно,
-Ф-
-Ф-
ОБРАБОТКА МЕТАЛЛОВ ДАВЛЕНИЕМ
например, при прямом прессовании с выверено эффективной технологической смазкой (см. рис. 10, а). Что же касается установленных ранее для горячего прямого прессования без смазки заметных различий во фронтальном течении некоторых разных по химическому составу материалов [3, 8, 10, 16,], то и в этом обнаруживаются в первую очередь не природные особенности деформируемых материалов, а влияние на величины напряжений трения и сдвига, действующих по-разному на кинематику течения, т.е. соответственно характеристикам сопротивления сдвигу, термоэффекта деформирования и др., относящимся к сравниваемым сплавам [3, 7].
Так, Л.В. Прозоров [9] и Р. Чадвик [28] установили соответственно в 1956 и 1959 гг., что характер взаимосвязи свойств материала и его течения зависит от фрикционных, температурных и скоростных условий контактирования, однако в опубликованных работах эти условия не вполне сопоставимы, а результаты исследований трактуются в пользу второй гипотезы.
Аналогичные по физическому смыслу соображения публиковались и ранее.
Обосновывая более универсальную позицию третьей гипотезы, ее сторонники Х. Ункель, С.И. Губкин, Л.В. Прозоров, С.Н. Тарантов, Л.Н. Могучий и другие стремились определить решающую роль взаимодействия трения и свойств материала в формировании неравномерности деформации.
Так, в 1928 г. Х. Ункель [14] в своих опытах, исключив в этом альянсе существенное влияние трения, нашел, что характер линий тока у гомогенных материалов не зависит от их свойств.
В.В. Жолобовым [8] в конце 60-х гг. высказано предположение о том, что характер течения металла зависит от соотношения величин сопротивления деформированию и касательного напряжения трения (т.е. 8(/ткз), которое различается для каждого металла и сплава.
Л.В. Прозоров в своих исследованиях [9] отмечал также, что третья гипотеза определенно имеет отношение к случаям прессования с большими скоростями истечения, когда начинают сказываться силы вязкости высоколегированного сплава. Количественное различие больших скоростей по сечению
очага деформации (см. рис. 5) обусловливает различную вязкость материала в том же сечении, что и вызывает в нем разностепенную неравномерность деформации и механических свойств.
Подтверждающие это положение результаты имеются в ранних работах (до середины 60-х гг.) С.Н. Тарантова [29], Черного Ю.Ф. [30], Г.И. Гуляева с соавторами [31] и Л.Н. Могучего [32]. Например [9, 32], в одинаковых начальных граничных условиях прямого прессования со стеклосмазкой при переходе от простой стали марки 10 к нержавеющим сталям марок Х18Н9Т и Х25Т неравномерность течения больше и возрастает к концу процесса.
Рассматривая случаи двустороннего влияния природы материала и контактного трения на кинематику течения, С.И. Губкин, С.Н. Тарантов, Л.В. Прозоров и Л.Н. Могучий пришли к следующему заключению: характер течения материала в рабочей полости контейнера находится в прямой зависимости от распределения напряжений, определяемых условиями контактного трения, физическим состоянием деформируемого материала, соотношением размеров заготовки и геометрией инструмента.
Определенное распространение получило предположение [29], что при прессовании заготовок с равномерным объемным распределением температуры основным фактором, определяющим характер течения материала, является соотношение между величиной контактного трения и вязкостью (внутренним трением).
Обобщая результаты рассмотрения в рамках этих трех гипотез причинно-следственной природы экструзионной неравномерности деформации, отметим, что от поиска ее природы целесообразно перейти к оптимизации базовых процессов прессования по фактору «минимум неравномерности макро-пластической деформации» с последующим обновлением и развитием экструзионной технологии, для чего провести формализацию рассмотренных представлений. К этому выводу пришел автор данной статьи, предложивший четвертую гипотезу (см. выше) по результатам собственных исследований с технологической направленностью.
ОБРАБОТКА МЕТАЛЛОВ ДАВЛЕНИЕМ
О формализации причинно-следственных связей в неравномерном процессе прессования
В интересах развития технологий прессования требуется формализовать обнаруженные ранее и теперь причинно-следственные связи в виде зависимостей показателей неравномерности деформации и механических свойств от:
- параметров контактного трения при горячем прессовании без смазки, т.е. в условиях, подавляющих влияние свойств деформируемого материала (по первой гипотезе);
- определенных характеристик свойств материала, исключив или стабилизировав дозу влияния контактного трения (по второй гипотезе);
- параметров контактного трения и связанных с ними характеристик свойств материала, актуализированных в экструзионном процессе.
Эти закономерности послужат инструментом для регулирования и даже устранения существенной экструзионной неравномерности деформации при решении технологически важных задач возможного развития оптимизации базовых процессов и/или разработки для их частичного замещения прогрессивных модификаций [6], а также создания новых технологических процессов с параметрами, удерживающими в допустимых рамках негативное влияние на деформирование материала его химической и металлургической природы.
Такое научное предложение выдвинуто с пониманием того, что при стандартизации уровня требуемых механических свойств и макроструктуры деформированных полуфабрикатов учитывают возможности технологий и опираются на результаты возможной комплексной оптимизации определяющих факторов («показатели допустимой неравномерности», «достаточно широкая номенклатура полуфабрикатов», «приемлемые для производства технико-экономические показатели» и др.).
В целях позитивного теоретического и технологического развития базы данных, относящихся к ранним рассмотренным трем гипотезам, в авторских исследованиях и разработках на разных этапах начиная с 1965 г.
учтены элементы неполноты и несоблюдения условий идентичности проведения некоторых сопоставительных исследований и другие недостатки в прошлом, особенно, в отношении контактного, фрикционно-температур-ного взаимодействия инструмента и материала прессуемой заготовки (отражено, например, в работах [7, 34-39]).
В своих исследованиях [7] автор также обнаруживал и учитывал в последующих разработках влияние природы материала, заметные особенности кинематики течения при прессовании заготовок из таких материалов как бронза с пленкой окислов, гранулы из А1-спла-вов, сверхпластичные сплавы с развитым механизмом микросдвигов (т.е. с пониженной вязкостью, что способствует уменьшению градиента течения), адгезионно активных сплавов и низколегированных сплавов системы А!-Мд-в1 с повышенным уровнем примесей железа (твердые частицы входят в контакт со смазанной матрицей, изменяя характеристики типовых граничных условий).
В целях развития позиции третьей гипотезы с переложением ее в технологическую плоскость в рамках четвертой гипотезы, автором осуществлено, например, следующее:
- комплексный метод исследований, разработанный автором для синхронной регистрации силовых, кинематических, скоростных, трибологических и других параметров прессования с параллельно-совместным анализом их и показателей течения и пластической деформации, качества и физико-механических характеристик пресс-изделий;
- сравнение принципиально разных способов прессования и режимов их реализации (прямой, обратный, активно-обратный, «реактивный» и холодный, горячий, полугорячий, со смазкой и без нее и др.) [7];
- обеспечение практически равных (если это было необходимо) температурных, граничных, геометрических, скоростных и поста-дийных условий прессования, реализуемых в одном комплекте инструмента с печью и на одном прессе,что фиксировалось на исследовательских установках разного типоразмера с помощью тензостанций;
- для области прессования алюминиевых и медных сплавов разными способами опре-
"Ф
-Ф-
ОБРАБОТКА МЕТАЛЛОВ ДАВЛЕНИЕМ
тй.Ь
х±Ь ^ о^!*1 Т^Ь ^ 0
делены основные схемы деформационного зонообразо-вания материала в формате моделей (по типу рис. 6), которые совмещены с моделями течения [7];
- в целях получения более широкой систематизированной информации о кинемати-ке(характере)течения материала, известные за рубежом модели течения для разных условий прямого и обратного прессования (рис. 11, А, В, С, в) автором предложено дополнить двумя типовыми моделями (условиями) прессования с активными напряжениями трения (рис. 11, Х, У), т.е. создать комплексный вариант моделей течения, принятый во внимание также вне России и охватывающий все принципиально разные промышленные способы прессования (рис. 11) [39]. Разумеется, собранные здесь воедино, эти модели демонстрируют, прежде всего, масштаб влияния условий трения на процесс экструдирования;
- в экспериментальную часть комплексной методики были введены традиционные методы координатной сетки и микротвердости (рис. 12), анализа структуры и свойств пресс-изделий и др., и новые методы, позволяющие непосредственно определить показатели трения и сдвига, оценить радиальное и осевое давления в рабочей полости контейнера, дублировать регистрацию силовых параметров, исследовать нормальные и экстремальные условия трения и их связи с деформациями, получить данные о причинно-следственных связях при прессовании широкого спектра разных материалов и др. [7, 35, 38]. Разумеется, дублирование и замещение методов в отношении определенных измерений принималось после экспериментальной проверки (см., например, рис. 13);
- обеспечение достаточной точности и качества экспериментов, в т.ч. в опытно-промышленных условиях, благодаря подбору статистически рациональной процедуры прове-
тй.Ь
тй. Ь 4 в тй.Ь
1 1
г~ 1 л 1
А 1 N 1
Ц -А А *
тй.Ь 0
Ь
X
Ь
Ь
У
Ь
Рис. 11. Модели течения металла в типовых граничных условиях обратного (А) и прямого прессования (В, С), в «отсутствие трения» (Б) и при его технологическом использовании посредством умеренной (Х) и максимальной (У) силовой активизации [7, 40]:
тс ь и т^ь - соответственно напряжения трения, передаваемые контейнером и матрицей на заготовку
дения алгоритма осуществления прессовок и надежной системы регистрации динамических параметров посредством тензостанции, анализа ошибок, выхода в область оптимума, учета масштабного фактора и пр. [7] (в условиях моделирования и промышленных исследований).
Дк
Пер Ао
Рис. 12. Схема определения локальных значений деформаций Л' , е' , в' , микро твердости Н^ и размера
зерен д' с использованием метода
координатных сеток [7]:
2 2 2 2 X' = а2 /А2 ; 8' = (Ао - Ал )/Ао • 100 %; 9' = ±ду'; X = Ок2/<;
Ао и Ал - толщина слоев координатной сетки до и
после прессования;
а - полуугол матрицы;
Ок и бп - диаметры контейнера и прутка;
Ц, Пер - центральный и периферийный слои
а
м
ОБРАБОТКА МЕТАЛЛОВ ДАВЛЕНИЕМ
s', % H' , кгс/мм2
91
90
(s = 88,9) 88
87
86L
35
33
31
29
27
\ : ¿
\ ----X / H' ср) - s
7
/ А
(*■ = 9)
0 1
2 3 4 5 dn/2, мм
Рис. 13. Графическое совмещение значений локальных деформаций обжатия е' и микротвердости Hm в поперечном сечении прутков из сплава АОО
после прямого (1) и активно-обратного (2) (Kv =1,5; Kt =1,2) прессования из контейнера DK = 30 мм при температуре 380-400 °С [7]:
x - s'; А - H'
Принимая во внимание нормальную сходимость основных полученных ранее данных (для первых трех гипотез) и современных результатов исследований, автором при формализации причинно-следственных связей в этой общей базе данных о неравномерности деформации определены и разработаны определяющие параметры и показатели внешних воздействий на прессуемую заготовку и показатели, характеризующие внутренние процессы в ней.
Заметим, что в базе данных первых трех гипотез фактически не были предложены и разработаны подобные этим показатели, позволяющие создать аналитический механизм контролируемой минимизации неравномерности деформации для каждого конкретного технологического случая.
Те и другие представлены здесь кратко, но в некоторой системе, отвечающей содержанию четвертой гипотезы применительно к технологиям с использованием разных прогрессивных способов прессования [6].
Определяющие параметры и показатели, характеризующие внешние воздействия: - силовые и трибологические: Рп(тах), Тк.з,
Тк.з, рм = р2, Кт = Тк.з/Рп(тах)> Кт = тк.з/рм> Нк.з = = Их = Тк.3/ТБ>
- кинематико-скоростные: v3K, vK.M, ипшк,
Kv = VK.M/Vn = f (Нп);
- температурные: ?з, К = f^, (¿з.тах -
- t3.min)/L3 = ^t.L;
- скоростные: vn, w = Xv^
- геометрические: DK, dM, L3K, ам, X, FK, fM, где Ткз и ткз - сила и напряжение трения, передаваемые от контейнера заготовке;
Рп и Нп - усилие и ход прессования; Тк.з/Рп и TK 3/pM - показатели силовых затрат на трение и силового воздействия трения на заготовку в контейнере; Рм = Pz - давление (напряжение) на матрице, равное осевому нормальному напряжению;
- коэффициент трения;
vn и v3K - скорости прессования и периферийного течения в контейнере; vK.M и v^.K - скорости движения контейнера относительно матрицы и пресс-штемпеля относительно контейнера; dM - диаметр сечения прутка в канале матрицы; w - скорость истечения материала из матрицы; DK, dM и FK, fM - диаметры и площади сечения полости контейнера и канала матрицы; mF - показатель масштаба деформирования
. ,-н , ,-м ,-н ,-м
(mF = F к /Fк , где Fк и F к - площади сечения
полости натурного и модельного контейнеров); L3K - длина контакта заготовки с контейнером; aM и X - полуугол конуса матрицы и геометрический коэффициент вытяжки.
Показатели, характеризующие внутренние процессы течения и деформирования:
- деформационные: Хц, XПер, еЦ, еПер,
СХ = Хц/^, С9 = em ax/ 0 m in;
- в ОЧПЗ и соседней периферийной зоне с превалированием макросдвига: hn3, Sflc;
- скорости течения по «слоям» и истечения: vz', 0; = f (Dk, dM), [w] = X^.max;
- механические свойства: a*, a* 0, §, С ' =
в ' U,2 ' a
= aB(ц)/ав(пер), C8 = 8Ц/8Пер, va = ad/aB ,
vS = §d/§L; Сн'ц = Нц( ц)/Нц( пер); Нц( ц)/Нц(ср);
- размеры зерна (grain) в поперечном сечении экструдата: Cg = g Пер/дц, дц / д'р,
где Хц и ХП ер - коэффициенты локальной вытяжки в центре и на периферии потока;
-Ф-
-Ф-
ОБРАБОТКА МЕТАЛЛОВ ДАВЛЕНИЕМ
ец и - степени локального обжатия в центре и на периферии потока; С = хц /х - показатель неравномерности деформаций в поперечном сечении потока; С = ®тах/ 9 тт - показатель градиента течения
материала (исключая осевой слой без сдвига); 9' = /пу', где у' - угол отклонения участка фронта течения от перпендикуляра к оси; Лпч - высота (длина) ОЧПЗ; вд с - глубина зоны деформационного сдвига; V' и 9' - фактическая и «квази»-локальные скорости течения;
а*, ао 2 и §* - показатели механических свойств экструдата, стандартно полученные;
Со = аВ(ц)/ав(пер) и С5 = 8Ц/ЗПер - показатели неравномерности механических свойств в поперечном сечении экструдата;
уст' = а^ /а^ и у8' = З^/З1 - показатели анизотропии свойств экструдата;
Сн'ц=НЦ( ц)/НЦ( пер) и НЦ( ц )/Нкср) - показатели неравномерного распределения микротвердости в поперечном сечении экструдата;
С^ = дпер/дсР и дц/дср - показатели неравномерности величин зерен в поперечном сечении экструдата.
Методика контролируемого уменьшения неравномерности деформации на примере базового прямого прессования без смазки
1. Определение исходного состояния типового экструдата по фактору «неравномерность деформации (механических свойств)» в поперечном сечении и по длине проводится доступными средствами: используются методы координатной сетки, микротвердости и другие для определения данных к построению графиков соответствующих распределений деформаций (X ', е ', 9 ') и/или микротвердости и величины зерна (НЦ и д') и/или механических свойств (аВ, З ').
2. Осуществление выбора определяющих показателей уменьшения неравномерности деформации из следующего перечня:
- С^ = хц/X ^ 1 (показатель выравнивания
поперечного распределения главных локальных деформаций по слоям координатной сетки);
- Се' = 9тах/ ^ 1 (показатель выравнивания поперечного распределения деформаций сдвига или локальных квазискоростей течения;
- С = Н
'нц ■ц)/Нц (пер) равнивания поперечного распределения значений микротвердости);
- С^ = дПер/дСр ^ 1 (показатель выравнивания поперечного распределения величин зерен);
- Со = аВ(ц) /ав(пер) ^ 1 (показатель выравнивания поперечного распределения значений предела прочности);
- Св± = ав(тах)/аВ(т!п) ^ 1 (показатель выравнивания продольного распределения значений предела прочности).
Искомое полное решение достигается при проведении физического моделирования и опытно-промышленных исследований [3, 7, 34, 37].
Примечание. Упрощая задачу эксперимента в промышленности, можно ограничиться получением показателей С3' (или С^) и С^, а также фотографий макроструктуры пресс-остатка с фиксированием изменения Ь1п з (высоты ОЧПЗ) до и после внешних воздействий.
3. Осуществление выбора воздействий на процесс для уменьшения неравномерности деформации с учетом следующего:
а) для улучшения кинематики течения и условий деформирования при прямом прессовании без смазки необходимо уменьшить фрик-ционность в паре «инструмент-заготовка» и сопротивление материала периферийному сдвигу, улучшить условия течения в матрице, обеспечить некоторое скольжение заготовки в контакте с контейнером, не допустить негативных проявлений природы сплава и стабилизировать постадийное воздействие трения и температуры;
б) оптимизация выбора определяющих показателей внешних воздействий исходя из реальных условий эксперимента:
^ 1 (показатель вы-
ОБРАБОТКА МЕТАЛЛОВ ДАВЛЕНИЕМ
- Кт' = TK.3(max)/Pn(max) ^ min (показатель
максимальных затрат усилия прессования на преодоление трения в момент «пика» усилия);
- Кт = тк.з/рм = f (Hn) ^ min/const (показатель уменьшения и постадийной стабилизации силового воздействия трения в контейнере);
- Kt = tK/t31 1 при t3 ^ max (показатель термического воздействия на уменьшение Ткз и Тк.з, а также Тк.з/Рм = f (Hn) ^ min;
- Кз-к = у3/ук . 0 (показатель перехода от прилипания к скольжению в системе «заготовка-контейнер»);
с
- Ка = 2 ам/180° ^ min (показатель улучшения условий течения в матрице со смазкой при технологически приемлемом уменьшении конуса.
4. Принятие комплексных функциональных зависимостей показателей деформирования и формирования свойств от показателей воздействий на процесс, определяющих возможности снижения неравномерности первых:
- С\, СНц, Cg, Cä = f(Кт, Kt, Ка);
- Св , Сд = f (К/ , Кт, Ка, Кз-к);
- CG L = f (Кт, К) где К = f (Hn) ^ opt по Кх, Кт = f (Hn) ^ min/const.
Показатели воздействия ранжируются по результатам первоначального экспериментального поиска, лучше при физическом моделировании [7] условий технологически возможной минимизации неравномерности, после чего состав этих исходных показателей уточняется для конкретных последующих применений. Аналогичная этому методика ранее применена автором, например, при разработке варианта процесса прессования с активными напряжениями трения в контейнере, оптимального по фактору «минимум неравномерности деформаций» [7, 37].
Примечание. Наиболее влияющие виды воздействия определяются экспериментально. Для желаемого уменьшения показателей Кт' и Кт с попутным улучшением кинематики течения в контейнере используется режим с tj^ > 1 и v3/vK . 0, а также, в отдельных случаях,
уменьшение 2ам . Если это технологически допустимо, то эффективно использование в
контейнере смазки или антифрикционного покрытия (новое средство). По результатам поэтапного фиксирования влияния основных показателей воздействия Кт, К и Ка на показатели «реагирования», например на С(или С^) и С^ , с попутным анализом макроструктуры
диаметрального сечения достаточно высоких пресс-остатков легко установить искомые оптимальные условия из результатов замеров статистически значимого числа экстру-датов после прямого прессования по величине ^пз(т1п) и распределениям Сст' (тах) или
Сд' (тах) и Се^(тах), что будет отражать достигнутое в исследовании состояние экстру-дата с минимально возможным для конкретного производства уровнем неравномерности механических свойств.
Дальнейшее расширение возможностей уменьшения экструзионной неравномерности достигается при использовании (здесь дается перечень средств с нарастающим увеличением технологического эффекта) градиентно нагретых заготовок и контейнера с регулируемым температурным полем, средств воздействия вибрацией, ультразвуком и физического эффекта сверхпластичности [6], а также, разумеется, при переходе в определенной области базового производства к обратному и, лучше, к активно-обратному прессованию на специальных гидропрессах [6, 38].
Заключение
На этом этапе рассмотрения возможностей опорных данных гипотез для решения проблем экструзионной неравномерности деформаций* цели настоящей статьи, по-видимому, достигнуты. Выше предложены показатели экструзионного процесса, находящиеся в причинно-следственных связях, которые предназначены для определения условий минимизации неравномерности распределения деформаций и скоростей течения, и/или величин зерна в структуре, и/или ме-
* Автор систематизирует материалы для последующей статьи - о теории технологической неравномерности деформаций.
-Ф-
-Ф-
ОБРАБОТКА МЕТАЛЛОВ ДАВЛЕНИЕМ
ханических свойств - в продольном и поперечных сечениях экструдата. Разумеется, физические средства минимизации неравномерности также определены - это кинема-тико-силовое и термическое воздействия.
Методики определения показателей дополнительного внешнего воздействия на процесс и показатели соответствующих изменений в прессуемом материале представлены в книге [7] и более поздних работах автора применительно к задаче разработки многофункциональной технологии прессования с активными напряжениями трения в контейнере.
Было показано, что наиболее точным для промышленных условий является метод наименьших квадратов (МНК), реализующийся при получении статистически значимых результатов экспериментальных исследований, которые используются для МНК в типовых промышленных интервалах определяющих параметров.
В таком случае с помощью разработанных формул (регрессионных уравнений) достигается полное решение поставленных задач технологического развития прессования. Например, регрессионная модель поперечного выравнивания распределений деформаций удлинения при СПАТ разработана по МНК (ошибка ^ 5 %) в виде С^ = f (Ку, X, К , тр), где Кч = ук/уп, а тр - масштабный фактор [7]. При экспериментальном ранжировании этих величин было установлено, что в целях поиска оптимума величину С^ можно изменять на 73,1 % за счет Ку, на 18,8 % за счет З{, на 7,5 % за счет тр и на 0,6 % за счет X.
Подобная методика применительно к совершенствованию прямого прессования может быть весьма результативна.
Вместе с тем в отсутствие необходимого для МНК объема экспериментальных данных могут быть в целях аналитического представления и/или реализации в программируемом режиме указанных причинно-следственных связей при технологической разработке использованы (с меньшей результативностью и большей погрешностью) и другие варианты анализа и расчета:
- метод верхней оценки (МВО), разработанный и развитый В. Джононом и Х. Кудо [40], который позволяет с минимальными затра-
тами труда определять энергетические параметры процессов прессования, прогнозировать появление пресс-утяжины и т.д. (ошибка < 15-20 %).
Автору удалось, графоаналитически модифицируя МВО для учета действительных условий трения и используя визиопластический метод (предложен Э. Томсеном и Д. Фришем) [40] именно для уточнения поля скоростей, получить применительно к осесимметричной задаче прессования более точную оценку уменьшения неравномерности деформаций. Это определено по результатам уменьшения длины и объема ОЧПЗ и величин, составляющих полное усилие, т.е. силы трения и усилия на пресс-штемпеле [41];
- метод конечных элементов (МКЭ) хорошо известен в настоящее время в формате конечно-элементного программирования, был ранее модифицирован автором с сотрудниками по аналогии с указанным модифицированием МВО, т.е. в графоаналитической постановке с использованием ЭВМ для исследований и оптимизации разных условий прессования по кинематическим, скоростным и деформационным показателям, в частности, для получения существенной части решения задачи снижения неравномерности деформаций (с ошибкой < 15 %) [42]. МКЭ обладает гораздо большими возможностями, чем МВО, позволяя также аналитически определять условия формирования оптимальных распределений конечных деформаций и перемещений частиц;
- метод линий скольжения (МЛС) наиболее приемлем для первичного описания процессов деформации в плоской постановке, но с построением полей скоростей деформации и напряжений (через соотношение Леви-Ми-зеса) [40], что пригодно и для оценки оптимума по фактору «характер и условия течения» при решении задачи минимизации неравномерности. Впервые МЛС опубликован в работе Р. Хилла [43] и ценен в настоящее время для правильного понимания и экспресс-анализа теоретически негомогенной природы разных процессов прессования даже с принимаемыми допущениями, что показано, например, в книгах [40, 44, 45].
ОБРАБОТКА МЕТАЛЛОВ ДАВЛЕНИЕМ
В целом становится очевидным, что, опираясь на базу данных ранних и современных представлений о природе и механизмах экс-трузионной неравномерности кинематики течения (пример необходимой формализации приведен в данной статье) и используя указанный выше методический, аналитико-экс-
периментальный и аналитический аппарат, целесообразно приступить к планомерной разработке и реализации оптимальных кине-матико-силовых и термических условий промышленного прессования по целевому фактору «минимум неравномерности деформирования».
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Губкин С.И. Теория обработки металлов давлением. - М.: Металлургиздат, 1947. - 532 с.
2. Сторожев М.В., Попов Е.А. Теория обработки металлов давлением. - М.: Машиностроение, 1971. - 424 с.
3. Перлин И.Л., Райтбарг Л.Х. Теория прессования металлов. - М.: Металлургия, 1975. - 563 с.
4. Сегал В.М., Резников В.И., Копылов В.И., Павлик Д.А., Малышев В.Ф. Процессы пластического структурообразования металлов. - Минск: Наука и техника, 1994. - 231 с.
5. Валиев Р.З., Александров Н.В. Объемные на-ноструктурные металлические материалы: получение, структура, свойства. - М.: Академкнига, 2007. - 397 с.
6. Бережной В.Л. Обоснование и оценка подходов к дальнейшему развитию базовых технологий прессования // Технология легких сплавов. 2012. № 4. С. 81-91.
7. Бережной В.Л., Щерба В.Н., Батурин А.И. Прессование с активным действием сил трения. -М.: Металлургия, 1988. - 296 с.
8. Жолобов В.В., Зверев Г.И. Прессование металлов. Изд. 2-е. - М.: Металлургия, 1971. - 458 с.
9. Прозоров Л.В. Прессование стали. - М.: Машиностроение, 1956. - 264 с.
10. Зибель Э. Обработка металлов в пластическом состоянии. - М.-Л., Свердловск: Цветметиздат, 1934. - 200 с.
11. Tresca H. On the Flow of Solid Bodies under High Pressure // Comptes Rendus. 1864. V. 59. P. 754-758.
12. Зибель Э., Гюне Г. Исследование процессов деформации при обработке давлением. - М.-Л.: Цветметиздат, 1935.- 40 с.
13. Schweissguth P. The Course of Flow in Extruded Brass Billets during the Hydraulic Extrusion of Bars / Z.V.D.I. 1918. V. 62. P. 281-310.
14. Unkel H. // Z. Metallkunde. 1921. Bd 23. S. 466.
15. Sachs G. and Eisbein W. Power Consumption and Mechanism of Flow in the Extrusion Process // Mitt. Material. 1931. V. 16. P. 67-96.
16. Pearson C.E. and Smythe J.A. The Influence of Pressure and Temperature on the Extrusion of Metals // J. Inst. Metals. 1931. V. 45. P. 345-369.
17. Weiss C.L. Leistungsberechnung des Walzvozgan-ges // Z. Metallkunde. 1925. Bd 17. S. 229.
18. Zholobov V.V. The Pressure of Flow in the Hot Extrusion of Non-Ferrous Metals // Metallurg. 1937. № 8. P. 77.
19. Павлов И.М. Прокатка, волочение и выдавливание металлов в связи с теорией образования трещин // Журнал Российского металлургического общества. (ЖРМО). 1927. № 1.
20. Истомин П.С. Прессование металлов. - М.-Л.: Цветметиздат, 1932. - 220 с.
21. Сарычев П.А. Истечение алюминиевых сплавов при прессовании. - М.: Оборонгиз, 1940. - 80 с.
22. Кузнецов В.Д. Физика твердого тела. Т. IV. -Томск: Обл. изд., 1947.
23. Эдельман А.С. // Цветные металлы. 1953. № 4. С. 57-61.
24. Курнаков Н.С. и Жемчужный С.Ф. Давление истечения и твердость пластических тел // ЖРМО. 1913. № 3.
25. Tammann G. On the Rate of Extrusion of Cristalline Substances // Ann. Physik. 1902. V. 7. P. 198.
26. Pearson C.E. The Extrusion of Metals / With a Foreword by R. Genders. - New York: John Wiley & Sons, Inc. London: Chapman & Hall Lmd. 1944. - 205 c.
27. Portevin A. Experiments on the Compression and Extrusion of Metals and Alloys of High Temperatures // Rev. de Metallurgie. 1929. V. 26. P. 435-443.
28. Chadwick R. // Metallurgical Reviews. 1959. V. 4. № 15. P. 189-255.
29. Тарантов С.Н. Влияние методов прессования на структуру и свойства прутков дуралюмина. -М.: Оборонгиз, 1940.
30. Чёрный Ю.Ф. Изучение скоростей и ускорений при истечении металлов / В кн.: Конструирование и технология машиностроения. Вып. I. - М. - Киев: Машгиз, Южное отделение. 1961.
31. Гуляев Г.И., Притоманов А.Е., Дробич О.П., Верховод В.К. Прессование стальных труб и профилей. - М.: Металлургия, 1973. - 192 с.
32. Могучий Л.Н. Обработка давлением трудноде-формируемых материалов. - М.: Машиностроение, 1976. - 272 с.
33. Okhrimenko Ja.M. and Berezhnoy V.L. Extrusion Press with an Independently Operating Container // The Soviet Journ. of Non-Ferrous Metals. 1969. P. 90-93 (Allerton Press, USA/ Пер. из журн. «Цветные металлы». 1967. № 5).
34. Бережной В.Л. Закономерности взаимодействия заготовки и инструмента при активно-обрат-
-Ф-
-Ф-
ОБРАБОТКА МЕТАЛЛОВ ДАВЛЕНИЕМ
ном прессовании // Технология легких сплавов. 1991. № 3. С. 44-49.
35. Бережной В.Л. Деформирующее воздействие и эффекты трения в процессах прессования // Кузнечно-штамповочное производство. 1996. № 5. С.9-13.
36. Бережной В.Л. Нетрадиционные процессы прессования с управлением кинематико-силовыми условиями трения // Кузнечно-штамповочное производство. Обработка материалов давлением. 1998. № 2. С.12-17.
37. Бережной В.Л. О развитии методов исследования контактного взаимодействия инструмента и прессуемого металла // Кузнечно-штамповочное производство. Обработка материалов давлением. 2011. № 3. С. 3-13.
38. Бережной В.Л. Исследование возможностей постадийного управления экструзионным процессом посредством изменения условий трения // Технология легких сплавов. 2012. № 1. С. 74-85.
39. Benedyk J.C. Review and Analysis of Emerging Extrusion Processes. Part II: The Evolving Role of Fric-
tion in Hot Extrusion // Light Metal Age. 2001. October. V. 59. Nos. 9, 10. P. 6-14.
40. Джонсон В., Кудо Х. Механика процесса выдавливания металла/Пер. с англ. под ред. М.З. Ер-манка. - М.: Металлургия, 1965. - 175 с.
41. Okhrimenko Ja.M. and Berezhnoy V.L. Analysis of Active Extrusion by The Visual Plasticity and Upper Limit Method/ Extrusion.1972. № 2. P. 57-60 (Allerton Press, USA / Пер. из журн. «Цветные Металлы». 1970. № 2).
42. Бережной В.Л., Пасхалов А.С., Ураждин В.И., Ураждина Л.И. Совершенствование многоканального прессования с активным действием трения // Цветные металлы. 1982. № 2. С. 71-74.
43. Hill R. A Theoretical Analysis of Stresses and Strains in Extrusion and Piercing // J. Iron and Steel Inst. UK. 1948. V. 159. P. 177.
44. ШофманЛ.А. Основы расчета процессов штамповки и прессования. - М.: Машгиз, 1961. - 340 с.
45. Томсен Э., Янг Ч., Кобаяши Ш. Механика пластических деформаций при обработке металлов. -М.: Машиностроение, 1968. - 504 с.
