CC BY
8
—ОБРАБОТКА МЕТАЛЛОВ ДАВЛЕНИЕМ —
Научный редактор раздела докт. техн. наук В.Л. Бережной
УДК 621.777:669.715
К РАЗРАБОТКЕ БЕСКОНТЕЙНЕРНОГО ПРЕССОВАНИЯ ДЛЯ ДЕФОРМАЦИОННОГО ПЕРЕДЕЛА СЛИТКОВ-СТОЛБОВ
В.Л. Бережной, докт. техн. наук (ОАО ВИЛС, e-mail:iinfo@oaovils.ru)
В целях экономичного применения для деформационного пластифицирования слитков высоколегированных алюминиевых сплавов аналитически рассмотрены схемы бесконтейнерного прессования (БКП), не нашедшие применения в экструзи-онной индустрии. Рассчитаны оптимальные, пониженные уровни вытяжек для деформационного передела, предложены некоторые схемы и выявлены особенности трех модификаций БКП для вовлечения в финиш литейного или в старт экструзионного производств.
Ключевые слова: высоколегированные алюминиевые сплавы, прочные конструкционные профили, прямое и обратное прессование, бесконтейнерное прессование, деформационный передел слитков, минимальный коэффициент вытяжки, показатель пластичности, скорость истечения.
On Development of the Container-Free Extrusion Technique for Preliminary Plastic Working of Logs. V.L. Berezhnoy.
Container-free extrusion (CFE) techniques which did not find use in the extrusion industry are analytically discussed with a view to apply them economically for improvement of plasticity of high aluminium alloy logs via working. Optimum, reduced reduction ratio levels for preliminary plastic working of logs have been calculated, some extrusion techniques without the container have been offered and features of three CFE modifications have been found to involve the modifications in the industry as a final stage of foundry or as an initial stage of extrusion process.
Key words: high aluminium alloys, strong structural shapes, direct and indirect extrusion, container-free extrusion, preliminary plastic working of logs, minimum reduction ratio, plasticity index, outflow rate.
Введение в проблематику
Как известно, технология прессования конструкционных профилей и труб из низколегированных алюминиевых сплавов демонстрирует большой отрыв по технико-экономическим показателям и качеству продукции от ее состояния в группе высоколегированных сплавов. Так, можно показать, что при переходе от первой группы ко второй на экструзионных прессах усилием 20-30 МН для прямого и обратного прессования приходится уменьшать соответственно на 50-60 и 25-30 % диаметр
и длину заготовки, в 2-2,5 и 1,5-1,6 раза габаритный диаметр полуфабриката и 15-25 и 5-7 раз скорости истечения.
В настоящее время этот отрыв увеличивается по следующим двум причинам:
- будучи вовлеченными в коммерчески бурно развивающееся автоматизированное поточное производство, низколегированные алюминиевые сплавы систем А1-М^-81 и А1-7п-М^ совершенствуются в плане улучшения их технологичности, в частности, прес-суемости;
- высоколегированные алюминиевые сплавы, в том числе новых марок, остаются труднопрессуемыми и непригодными к производству конструкционных полуфабрикатов повышенной прочности на автоматизированных поточных линиях традиционного типа (с использованием прямого прессования).
Многие составляющие этой комплексной проблемы были бы решены при переходе к интенсивной технологии прессования с содействием трения и активного макросдвига [1], но эта технология, отчасти внедренная в СССР, как бы зарезервирована в связи с необходимостью существенных вложений в экструзи-онное оборудование нового типа и традицией партионного характера производства пресс-изделий во второй группе.
Учитывая эту ситуацию и рост потребности в конструкционных пресс-изделиях повышенной прочности (по сравнению с возможностями сплавов первой группы), целесообразно развивать технологии пластифицирования заготовок из высоко- и даже среднелегиро-ванных алюминиевых и магниевых сплавов, что может быть достигнуто через соответствующую оптимизацию химического состава сплава и процессов термообработки зерен-ной структуры (успехи здесь пока малосущественные) и посредством дозированного деформационного воздействия (т.е. деформационного передела слитка).
Обоснование выбора экономичного
способа деформационного передела
Под деформационным переделом следует понимать предварительный процесс ОМД, реализующий деформации сжатия, сдвига и удлинения, в сумме обеспечивающие необходимое раздробление крупнозернистой литой структуры с увеличением количества плоскостей скольжения (микросдвига) и заваркой литейных дефектов (пустот, пор, расслоений), что ведет к повышению показателей пластичности .
Оценивая достаточный для такого передела уровень степени деформации, необходимо принять во внимание следующее:
- он зависит от схемы напряженно-деформированного состояния и кинематико-сило-вой модели деформирования. Например, при
прямом, обратном и активно-обратном (СПАТ) прессовании необходимая для конечного полуфабриката проработка литой структуры достигается при коэффициенте вытяжки соответственно 7-10, 3-5 и 2,2-2,5 [2, 3];
- обеспечивая экономичность использования техники деформационного передела, следует интенсифицировать деформирование за счет развития его сдвиговой составляющей. Например, по данным Л.В. Прозорова [4] и В.Д. Джонса [5], весьма существенный рост технологической пластичности достигается в результате осадки и пропрессовки заготовки в контейнере без смазки;
- аналитическим исследованием опубликованных данных (в т.ч. авторских) о прессовании слитков сплавов серий 2000, 5000 и 7000, а также гранулируемых сплавов определены оптимизированные для деформационного передела интервалы коэффициента вытяжки X' и соответствующей ему усредненной величины Д8, определяющей повышение показателя пластичности в промежуточных заготовках (сравнение со слитками):
2<Х'<4 и 25 %<Д5<35 %. (1)
В настоящей работе аналитически установлено, что к базе технических решений для деформационного передела слитков в промежуточные заготовки можно отнести следующие способы ОМД [2, 4-10]: ковку протяжкой (а), осадку с распрессовкой слитка в контейнере и последующей выпрессовкой (б), двойное прессование (в), гидростатическую опрессовку (г), равноканальное угловое деформирование (или прессование - РКУП) (д) и бесконтейнерное прессование (е).
Приняв в качестве научно-промышленной проблемы поиск рациональной, наиболее доступной к освоению техники деформационного передела именно слитков-столбов длиной до 7 м из высоколегированных и среднелегированных алюминиевых сплавов серий 2000, 5000, 6000 и 7000, которые сразу же после их отливки и выравнивания на современном литейном комплексе (литейном заводе), например от фирмы Нвг^еИ, подаются на участок деформационного передела, фактически можно сузить область целевого анализа и технологической оценки способами а, д и е.
Результаты технологической оценки этих способов:
- ковка протяжкой слитков (известны разные варианты способа а) не является значимо применяемой в области производства изделий из алюминиевых сплавов, поскольку, отличаясь высокими энерготрудозатратами и размерными погрешностями в формировании поперечного сечения деформированного столба, не обладает достаточной конкурентоспособностью;
- равноканальное угловое прессование (известны разные варианты способа д) после десятилетий исследований еще не достигло этапа индустриализации в рассматриваемой области. Однако показаны уникальные возможности РКУП перерабатывать зеренную структуру ряда сплавов даже в сверхпластическое состояние, для чего требуется особая термомеханическая обработка с несколькими пропрессовками промежуточной заготовки через коленчатый контейнер. Вместе с тем в рамках обоснования выбора экономных способов деформационного передела слитков может быть полезен модифицированный способ РКУП [9] для однократной пропрес-совки с углом поворота (сдвига) материального потока 29=90°, поскольку при этом достигается эквивалентный коэффициент вытяжки Х'=3,7 [8]. Для реализации этого способа необходимо создать прессовый комплекс для обработки сдвигом материала некрупных удлиненных слитков. По предложению автора, в комплексе можно использовать только зону сдвига («колено») в виде специальной матрицы для бесконтейнерного прессования с обязательным устранением условий формирования неравномерности распределения показателей деформаций и пластичности в поперечных сечениях промежуточной заготовки, а также искажения ее формы [9]. Для уменьшения деформирующего усилия следует перейти к углу 29=120°, хотя в этом случае величина X' сократится в 1,6-1,7 раза [9];
- бесконтейнерное прессование (ранее были предложены разные варианты способа е, см. ниже) выгодно отличается от других способов тем, прежде всего, что позволяет обрабатывать слитки любых размеров и исключить расход энергии на контактное трение
между слитком и инструментом, к тому же влияющее на увеличение неравномерности деформирования металла.
Для аналитического рассмотрения примем одну из принципиальных схем прессования без контейнера обычных прутков (рис. 1) и профилей, опубликованную И.Л. Перлиным [2].
Рис. 1. Одна из принципиальных схем процесса прессования без контейнера [2]:
1 - заготовка; 2 - конусная матрица; 3 - цанговое устройство; 4 - прессуемый полуфабрикат; Рц - прессующее усилие, передаваемое заготовке цангой
Заготовка 1 периодически пропрессовы-вается через матрицу 2 силовым воздействием со стороны сжимающей ее цанги 3, которая принудительно двигается в направлении стрелок Рц.
Вблизи матрицы цанга разжимается и возвращается в исходное положение, освобождая для очередной пропрессовки кусок заготовки длиной Ц, после чего цанга снова зажимает заготовку и вместе с ней движется к матрице, осуществляя заданный процесс, и т.д.
Особенности этого процесса следующие:
- отсутствие ограничения производственно допустимой исходной длины заготовки;
- отсутствие пресс-штемпеля и контейнера;
- рабочая длина деформируемой части заготовки ограничивается так, чтобы исключить здесь продольный изгиб;
- рабочее усилие ограничивается так, чтобы исключить наплыв металла вблизи матрицы.
Потенциальные преимущества этого способа [2]:
- значительное процентное уменьшение отходов металла (от слитка-столба отрезается один пресс-остаток);
- минимизация вспомогательного времени на единицу массы пропрессованного металла;
- уменьшение расхода энергии благодаря замене неподвижного контейнера (с его трением) на цанговый податчик (с содействием трения при некотором проскальзывании).
Однако этот способ, предназначенный ранее для осуществления прессования полуфабрикатов с обычными коэффициентами вытяжки А>7-10, не получил применения, поскольку не обладал достаточными силовыми возможностями и устойчивостью слитков в рамках опробованных устройств.
В данной работе предприняты попытки обосновать кинематико-силовые схемы бесконтейнерного прессования для осуществления деформационного передела слитков-столбов из алюминиевых сплавов в заведомо меньшем интервале вытяжек (1).
Используя базу данных известных технических решений, проведем аналитическую оценку следующих модификаций бесконтейнерного прессования - простой, маломощной и средней сложности, более мощной:
1) с передачей технологического усилия через задний торец слитка, постепенно нагреваемого в приматричной зоне [10] и фиксируемого люнетом [11] на рабочей длине Ц от зеркала матрицы (рис. 2);
2) посредством прессующих активных сил трения, передаваемых горячему слитку-столбу в направлении к матрице от захватно-подающего устройства, например, типа цанги (см. рис. 1) [2, 3, 11].
Согласно первой, маломощной модификации бесконтейнерного прессования деформирование происходит только в горячей зоне матрицы при
Кж]^ уср, (2
где асж - лимитированное осевое сжимающее напряжение в жесткой (холодной) части слитка;
^ уср - усредненный предел текучести металла локально разогреваемого слитка, медленно продавливаемого через матрицу.
Для расчета удельного усилия прессования неупрочняющегося материала (допущение) через конусную матрицу используем уравнение из работы [12]:
(3)
где и а - коэффициент контактного трения и угол конусности в матрице, рад; Х'=02/б2 - коэффициент вытяжки при деформационном переделе. Для возможного в первом приближении допущения [а ]=а получим из уравнения (3)
сж Т уср
предельный коэффициент вытяжки, превышение которого вызывает потерю устойчивости слитка, т.е.
X' =ехр
а
(л-4а!п2)
(4)
Рис. 2. Схема бесконтейнерного прессования с передачей технологического усилия на торец заготовки [10]:
1 - конусная матрица; 2 - устройство для принудительной подачи смазки в зону матрицы; 3 - индуктор для локального нагрева заготовки; 4 - люнетное устройство для фиксирования осевого положения заготовки 5 и рабочей длины 6 - инструментальная наладка на траверсе пресса
Очевидно, что здесь достигается при цм тП т.е. при использовании эффективной смазки для конусной матрицы. А для идеального случая (цм=0) получено значение коэффициента вытяжки Х'тах=2,15 (или степень деформации етах=53,8 % (см. таблицу), что удовлетворяет минимуму интервала (1).
Технологические возможности первой модификации (см. рис. 2) в плане интенсификации течения, увеличения X' и развития полезных сдвиговых деформаций расширяются при замене конусной смазываемой матрицы 1-2 на «активную» валковую матрицу без смазки,
Расчетные данные Х'тах при бесконтейнерном прессовании постепенно нагреваемого с выходного конца слитка через конусную (поз. 1-3) и «активную» валковую (поз. 4) матрицы
Номер опыта а, град. ц ' м X max Е , % max
1 2 3 4 * -0,3 принято для металла. 15 15 15 ~30 гладкой валковой ма" 0 0,1 0,2 -0,3* грицы с опережающей 2,15 1,72 1,546 2,36 скоростью вращения 53,8 41,7 35,0 57,6 в сторону истечения
но с приводом опережающего течение металла вращения валков. В этом случае действуют активные, интенсифицирующие периферийное течение и втягивающие металл в матрицу силы трения (т.е. появляется дополнительное прессующее усилие), что ведет также к увеличению устойчивости длинной заготовки от продольного изгиба и наплыва у матрицы с достижением величин А'=2,36 (при цм=-0,3) и Х'^4 (при цм^-0,5).
Эта схема достаточно проста в реализации бесконтейнерного прессования массивных слитков с определенным ограничением производительности оборудования со стороны нагревательного устройства.
Значительное увеличение силовых возможностей и устойчивости слитков-столбов можно достичь при переходе ко второй модификации бесконтейнерного прессования (см. рис. 1) благодаря вовлечению активных сил трения в процесс подачи и прессования слитка, в т.ч. без пресс-штемпеля, что впервые было предложено и показано в научных статьях автора периода 1967-1970 гг. [13, 14], переводы которых были опубликованы в США. Позднее данные о вариантах использования этих функций подачи и прессования слитка были опубликованы в работах В. Авит-цура, Р Акерета, М. Баузера и других иностранных ученых [3].
Исходя из этого предложения, техническое решение по взаимодействию цанги и слитка (см. рис. 1) следовало развить, как минимум, увеличивая прессующее усилие Рц от цанги за счет увеличения длины (площади) контакта, что позволяет также повысить устойчивость слитка-столба.
Известно несколько технических решений, наиболее технологичные из которых для бесконтейнерного прессования приведены здесь на двух схемах (рис. 3). Очевидно, что в этих случаях мощность подачи слитков-столбов в матрицу предельно увеличивается при отказе от смазки и осуществлении небольшого обжатия слитка со стороны активных валков (см. рис. 3, а) и траков (см. рис. 3, б).
Рис. 3. Модификации бесконтейнерного прессования с известными механизмами передачи технологического усилия от подающих валков (а) и траковидной цанги (б) [11]:
1 - слиток-столб; 2 - система обжимающе-подающих валков; 3 - обогреваемый блок конусной матрицы; 4 - цанга тракового типа; 5 - конусная матрица в матрицедержа-теле
Проведем аналитическую оценку деформационных возможностей сравнительно более мощного способа б, представив для упрощения задачи траковое устройство в виде длин-
ной сжимающем цанги, передающей горячему слитку-столбу прессующее усилие с минимизацией возможностей потери его устойчивости.
Для этого случая силовое условие осуществления бесконтейнерного прессования представим в виде уравнения
P =pF =KnD L , (5)
ц ^ к ц к' 4 '
где р - удельное усилие бесконтейнерного прессования;
Рк - площадь поперечного сечения слитка в полости цанги;
К=т =а Л/3 - пластическая постоянная;
к max s '
Lк - длина зоны контакта слитка с цангой.
Исходя из классического решения Пранд-тля о вдавливании пуансона в пластическое полупространство, затекание металла в зазоры цангового захвата будет исключено, если нормальное контактное напряжение не превышает 3а .
S
Экономичному техническому решению соответствует минимальное соотношение контактной длины слитка и цанги к внутреннему диаметру цанги, определяющее удельное усилие прессования р:
L /D = л/3р/4ц а , (6)
Kmin' ц ' г/ Гц si \ /
где |1ц=0,2-0,4 - коэффициент трения на контакте слитка с цангой, который охватывает реальные случаи их взаимодействия без прилипания.
Для проверки применимости формулы (6) к бесконтейнерному прессованию с цанговым податчиком, который, смещаясь в направлении матрицы, упруго-пластически сминает металл в поверхностном слое слитка, передавая прессующее (активное) напряжение сдвига, можно использовать формулу для обратного прессования (имеет подобное активное напряжение сдвига на контакте ОЧПЗ с контейнером) [15]:
p/a=2,5lnA'+0,8, (7)
где p/as - безразмерная величина в первом приближении удельного усилия бесконтейнерного прессования;
X' - коэффициент вытяжки в условиях бесконтейнерного прессования.
Затем с учетом условий бесконтейнерного прессования при передаче технологического
усилия через контакт цангового податчика с поверхностью реального слитка в практическом диапазоне 0,2<цм<0,4 нетрудно построить номограмму для определения величин I /О и X' в каждом конкретном случае.
к т I п ц
Установлено, что верхнюю оценку величины коэффициента вытяжки X' для указанного интервала цц демонстрирует интервал 6 <А'<12.
Эти данные соответствуют результатам исследований процесса 1_1пех применительно к производству прессованных полуфабрикатов (США) [16], принципиальная схема которого использована для построения здесь схемы бесконтейнерного экструзионного передела слитков (см. рис. 3, б). Другой вариант бесконтейнерного прессования, более доступный для промышленного применения (см. рис. 3, а), содержит элементы принципиальной схемы процесса Ех1го!!^ (США), также предназначенного для производства прессованных полуфабрикатов [16].
Разумеется, обе схемы (см. рис. 3, а, б) подлежат рационализации на этапе технического проектирования, поскольку для бесконтейнерного прессования с функцией деформационного передела слитков-столбов не требуется столь высокий уровень X' [см. условие (1)].
Как следует из результатов физического моделирования схем горячего прессования с минимально возможными вытяжками и цанговым контейнером [3], условия бесконтейнерного прессования по схемам на рис. 3, а, б создают позитивный деформационный эффект с активным макросдвигом (рис. 4),
Рис. 4. Условия и характер истечения металла при Ъ!=2,75 с активным макросдвигом во внеосевой части слитка в цанговом контейнере, перемещаемом к матрице:
Рц и уц - усилие и скорость движения захватно-подающего устройства (типа цанги)
достаточный даже при Х'=2,75 для переработки литейной зеренной структуры со значительным ее пластифицированием.
Некоторые выводы, рекомендации и предложения
Приведенные выше положения и оценочные данные свидетельствуют о применимости бесконтейнерного прессования для существенного повышения показателей технологической пластичности слитков-столбов из средне- и высоколегированных алюминиевых сплавов с включением его в качестве деформационного передела в промышленную цепочку производства пресс-изделий повышенной прочности.
При выборе для инженерной проработки и проектирования наиболее доступной для освоения и рациональной техники бесконтейнерного прессования (БКП) необходимо принять во внимание следующее:
- целесообразно рассмотреть два варианта размещения установок для бесконтейнерного прессования - в функции финишной для участка литейного производства слитков-столбов и в функции стартовой для участка автоматизированной поточной линии;
- основные критерии выбора одной из схем БКП (см. рис. 2 и 3) для первого опробования - надежность инженерного решения и экономичность изготовления, а также рациональность использования типового экструзионного пресса для реконструкции под эту схему БКП;
- при проектировании опытно-промышленной установки БКП по схеме на рис. 2 целесообразно принять массивные устойчивые под нагрузкой слитки 0сл>300 мм и ^сл=(8-10)0сл, учитывая получение промежуточной заготовки длиной до 5-7 м, которая соответствует типовой входной длине для
поточной линии прессования. Люнет должен размещаться в конце рабочей длины
Ч=(5-6)Ол;
- при проектировании опытно-промышленной установки БКП по схеме на рис. 3, а целесообразно заменить блок с конусной матрицей известной «активной» валковой матрицей, обладающей втягивающей функцией (устраняет наплыв металла), и рассмотреть возможность использования на выходе из матрицы валковой секции с вытягивающей функцией для значительного уменьшения технологического усилия прессования и увеличения устойчивости на изгиб слитка-столба;
- при выборе оптимальной по усилию Рц длины контакта слитка с силовым податчи-ком (см. рис. 3, взаимодействие пар 1-2 и 1-4) учесть, что потребная длина промежуточной заготовки равна Поэтому исходная длина слитка-столба для деформационного передела может быть сильно сокращена, что уменьшает проблему потери его устойчивости;
- при опытном прессовании гомогенизированных слитков из высоколегированных алюминиевых сплавов на прессе 31,5 МН с подвижным контейнером-цангой (БКМЗ) [3] в условиях, близких БКП по рис. 3, б и выражению (1), при низких скоростях прессования (1-2 мм/с) установлен эффект формирования зеренной структуры, отвечающий возможности увеличения скорости их истечения в базовых процессах обратного и прямого прессования соответственно на 30-40 % и 60-80 %, что позволяет в первом случае рентабельно использовать процесс обратного прессования в поточном производстве прочных толстостенных конструкционных профилей, а во втором - значительно улучшить технико-экономические показатели партионного производства.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Бережной В.Л. Технологические принципы построения многоцелевой поточной линии для производства конструкционных пресс-изде-лий//Технология легких сплавов. 2008. № 4. С. 53-64.
2. Перлин И.Л., Райтбарг Л.Х. Теория прессования металлов. Изд. 2-е. - М.: Металлургия, 1975. - 448 с.
3. Бережной В.Л., Щерба В.Н., Батурин А.И.
Прессование с активным действием трения. -М.: Металлургия, 1988. - 296 с.
4. Прозоров Л.В. Прессование стали. - М.: Маш-гиз, 1956. - 264 с.
5. Джонс В.Д. Прессование и спекание/Пер. с англ. под ред. Бальшина М.Ю. и Натансона А.К. - М.: Мир, 1963. - 404 с.
6. Алюминиевые сплавы. Производство полуфабрикатов из алюминиевых сплавов: Справ. рук-во/Под ред. Белова А.Ф., Квасова Ф.И. - М.: Металлургия, 1971. - 496 с.
7. Колпашников А.И., Вялов В.А. Гидропрессование металлов. - М.: Металлургия, 1973. - 296 с.
8. Сегал В.М., Ганаго О.А., Павлик Д.А. Обработка литых образцов простым сдвигом//Кузнеч-но-штамповочное производство. 1980. № 2. C. 7-9.
9. Бережной В.Л., Казимов И.В. Подходы к решению проблемы неравномерности деформирования и многоцикловости при РКУП//Техно-логия легких сплавов. 2009. № 2. С. 91-100.
10. Перлин И.Л., Глебов Ю.П., Райтбарг Л.Х.//В кн.: Обработка давлением металлов и сплавов. - М.: ВИЛС, 1971. C. 5-11.
11. Martin Bauser und Eckhard Tuschy//
Z. Metallkunde. 1982. Bd. 73. H. 7. S. 411-419.
12. Гун Г.Я., Полухин П.И., Полухин В.П., Прудков-
ский Б.А. Пластическое формоизменение металлов. - М.: Металлургия, 1968. - 416 с.
13. Охрименко Я.М., Бережной В.Л. Прессование металла инструментом с независимым движением контейнера//Цветные металлы. 1967. № 5. C. 76-79.
14. Охрименко Я.М., Бережной В.Л. Анализ активного прессования методами визиопластич-ности и верхней оценки//Цветные металлы. 1970. № 2. C. 55-59.
15. Шофман Л.А. Основы расчета процессов штамповки и прессования. - М.: Машгиз, 1961. -340 с.
16. Баузер М., Зауэр Г., Зигерт К. Прессование: Справ. рук-во/Пер. с нем. под ред. Бережного В.Л. - М.: Алюсил МВиТ, 2009. - 918 с.
