О развитии методов исследования трения для оптимизации прессования на базе экспериментально-промышленного модуля Текст научной статьи по специальности «Механика и машиностроение»

Научный редактор раздела докт. техн. наук В.Л. Бережной

УДК 669.01:539.6:621.777

О РАЗВИТИИ МЕТОДОВ ИССЛЕДОВАНИЯ ТРЕНИЯ ДЛЯ ОПТИМИЗАЦИИ ПРЕССОВАНИЯ НА БАЗЕ ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНО-ПРОМЫШЛЕННОГО МОДУЛЯ

^^^^^^^^^^^^^^^^^^ В.Л. Бережной, докт. техн. наук (ОАО ВИ/1С, e-mail:[email protected])

Обоснована необходимость развития точных методов прямого (непосредственного) измерения и исследования параметров трения для оптимизации процессов прессования средне- и высоколегированных алюминиевых и магниевых сплавов. Подобраны параметрические показатели и целевые задания. Оценены возможности четырех методов экспериментального определения этих показателей. Выявлена универсальность и промышленная пригодность прямого исследования трения в условиях принудительного смещения контейнера относительно прессуемой заготовки. Предложено оснастить соответствующей контрольно-измерительной техникой экспериментально-промышленный модуль.

Ключевые слова: недостатки прессования; трение в контейнере; параметрические показатели; методы исследований; непосредственное измерение; экспериментально-промышленный модуль; оптимизация прессования.

On Development of Friction Investigation Methods for Optimization of Extrusion on the Basis of Experimental and Industrial Module. V.L. Berezhnoy.

A need for development of precise methods for direct (immediate) measurement and investigation of friction parameters for optimization of extrusion processes of medium-and high-alloy aluminium and magnesium alloys is substantiated. Parametric indices and target-oriented tasks are selected. Potentialities of four methods for experimental determination of the indices are evaluated. Universality and industrial applicability of the direct friction investigation under conditions of forced displacement of the container from the billet under extrusion are revealed. It is offered to equip the experimental and industrial module with appropriate instrumentation.

Key words: extrusion limitations, friction in the container, parametric indices, investigation methods, immediate measurement, experimental and industrial module, optimization of extrusion.

Введение в проблематику

В последние два десятилетия на международных конференциях и семинарах значительное внимание уделено пересмотру представлений о процессах прессования в целях определения направлений совершенствования экструзионной технологии, инструментов и оборудования [1-3]. В настоящее время в этой области индустрии уже можно обнаружить позитивные изменения, наиболее зна-

чительные в производстве пресс-изделий из легкодеформируемых алюминиевых сплавов систем А1-1\/^-81 и А1-гп-1\/^ [4, 5].

В отношении производства полуфабрикатов из средне- и высоколегированных алюминиевых и магниевых сплавов, также прессуемых без смазочных материалов, базовая технология не претерпела существенных изменений. Одной из главных причин замедленности ожидаемого прогресса в этой области

■ваннннннннмняанмнмш

является сравнительно более выраженное влияние усложненных условий трения на такие показатели процесса прессования, как силовые затраты, постадийные изменения напряжений трения, термоэффект трения, скорости пластического истечения и выходная температура полуфабриката, а также степень неравномерности деформаций и неоднородности структуры.

Как ни странно, до сих пор условия деформирования и контактного взаимодействия заготовки и пресс-инструмента учитываются приближенно, поскольку изучение и оптимизация этих сложных условий фактически неосуществимы в промышленности без методики и техники прямых (непосредственных и точных) исследований, прежде всего, трения в контейнере. Применение методов косвенной оценки параметров трения [6] (рассмотрены ниже) не решает проблемы: полость контейнера во многом сохраняет признаки «черного ящика».

Возможно, активная устремленность сторонников конечно-элементных программ (FEM), как известно, недостаточно теоретически и экспериментально обоснованных [7], заменить экспериментальные исследования и классические методы расчетов (энергосиловых и прочностных), в том числе и по объекту «контейнер», виртуальным анализом и неточной оценкой параметров процессов объясняет затянувшуюся тупиковую ситуацию с этим «черным ящиком».

Анализ показывает [6, 8], что неоптимальность условий трения и контактного взаимодействия в контейнере при прямом прессовании имеет определяющее отношение к следующим серьезным недостаткам этого процесса:

- чрезмерный пик усилия на пресс-штемпе-ле (до 16-18 % от полного усилия), что изменяет заданный температурно-скоростной и деформационный режим прессования и нарушает работу автоматической системы управления;

- неравномерность фронтов скоростей течения и механических свойств, а также неоднородность зеренной структуры прессованных полуфабрикатов, что ведет к ухудшению их эксплуатационных характеристик и увеличению объема механической обработки при изготовлении изделий;

- необходимость в повышенных вытяжках (А.>10-12 при использовании слитковых заготовок и >20 - при грануло-порошковых материалах) для объемной деформационной переработки, что для прямого прессования снижает его конкурентоспособность по энергоемкости производства крупных полуфабрикатов;

- необходимость ограничивать скорости истечения алюминиевых и магниевых сплавов средней и высокой легированности во избежание трещинообразования под влиянием несбалансированных температурных условий в контейнере, что предопределяет заниженный темп работы прессов (до 10-15 % от номинального), сдерживая, например, переход к автоматизированному поточному производству конструкционных пресс-изделий повышенной прочности [9].

Заметим также, что развитие прогрессивной техники у потребителей существенно тормозят стандарты на прессованные полуфабрикаты, отражающие недостатки прямого прессования в неоптимальных граничных условиях.

Основная цель данной статьи - показать возможности разработки непосредственных методов измерений и исследований параметров трения и сдвига в рабочей полости контейнера на базе экспериментально-промышленного модуля, создаваемого на экст-рузионном гидропрессе. Точное определение характеристик контактного взаимодействия заготовки и инструмента позволят осуществить управление выходными параметрами прессования для оптимизации технологического процесса производства качественных пресс-изделий.

Некоторые физические особенности

и показатели трения при прессовании

Трение имеет двойственную молекулярно-механическую природу. Адгезионное (межмолекулярное) взаимодействие металла заготовки с рабочей поверхностью инструмента возникает в начале прессования при достаточном силовом сближении чистых поверхностей и сопровождается процессом диффузии с повышением прочности молекулярно-меха-нической и фрикционных связей.

ОБРАБОТКА МЕТАЛЛОВ ДАВЛЕНИЕМ

■нннмннмннннннннмшшнманшмммннншннаннммяммн

Случай горячего прессования алюминиевых сплавов без смазочного материала относится ктеории пластического, «деформационного» трения (термин введен Я.М. Охримен-ко). Роль упругой деформации прессуемого материала незначительна, в отличие от упругой деформации инструмента: например, упругое или в результате износа зональное увеличение диаметра полости контейнера значительно усложняет не только процесс трения и сдвига в контейнере, но и реологические, силовые и температурные условия собственно прессования. То и другое в каждом случае нуждается в достаточно детальном выявлении с помощью прямого метода измерений и исследований.

При решении проблемы технологического использования трения в контейнере [8, 9] автору статьи в результате сопутствующих исследований удалось существенно продвинуться в выявлении условий и механизмов контактного взаимодействия заготовки и инструмента при прессовании с помощью обновленной методологии непосредственных измерений.

К области промышленного прессования легких сплавов можно отнести три разновид-

ности трения по признаку «граничные условия» [10]:

- сухое трение - при отсутствии смазки, могут быть оксиды и загрязнения;

- полусухое трение, отличающееся от сухого тем, что между пресс-инструментам и прессуемой заготовкой имеются отдельные участки вязкой смазки;

- полужидкостное трение - в слое смазки возможны локальные контакты между заготовкой и инструментом.

В современной промышленности использование технологических смазок при прессовании алюминиевых и магниевых сплавов крайне ограничено, но следует иметь в виду подмазку торца заготовки, зеркала матрицы и пресс-иглы.

Вместе с тем по кинематико-силовому признаку контактное взаимодействие заготовки и контейнера сильно различается и в промышленных случаях прямого (ПП), обратного (ОП) и активно-обратного прессования* (АОП) [8] (рис. 1).

* Другие названия этого процесса в литературе: скоростное прессование с активными силами трения (СПАТ) и Friction-Assisted indirect Extrusion (FAIE).

Рис. 1. Характер течения (слева) и схемы зонообразования (справа) металла в типовых условиях прямого (а), обратного (б) и активно-обратного (в) прессования:

1, 2, 3, 4, 5, 6 - зоны застоя, упруго-пластической деформации, сверхдеформации сдвига с растяжением, прилипания, сдвиго-сжатия соответственно; ОЧПЗ - обжимающая часть пластической зоны; Рлш и Упш - усилие и скорость перемещения пресс-штемпеля; V - скорость движения контейнера; ткз и тмз - напряжения трения, передаваемые от контейнера и матрицы заготовке; IV - вектор скорости истечения металла

яяшшшшшяшш

64

Эти граничные и кинематико-силовые условия трения, в которые вовлекается процесс прессования,кардинально его преобразуют. Но и внутри каждого случая трения изменение его параметров влечет за собой значительное изменение процесса.

От условий и параметров постадийного процесса трения зависят параметры процесса прессования, а также свойства и зеренная структура прессованных полуфабрикатов.

В ряде работ, включая авторские [4-6, 8, 9], рассмотрены некоторые зависимости параметров процесса прессования от параметров процесса трения. На их основе к числу определяющих, например, прямое прессование можно отнести следующие величины параметрических показателей процесса трения:

, т /р,т /т , V /V ,

' к.з' "м' к.з' s з.к' пш'

( '"к.з™, /Р„

V/V , { Д , ДГ ДД /О )=Г(Н Д ), (1)

т' пш' з' к' З.К' 3 з.к' к' 4 пш' з.к'' 4 '

где представлены размерные, силовые, скоростные, температурные и трибологические параметры:

Г ,иткз - сила и напряжение трения на контакте контейнера и заготовки;

Рпш ирм - усилие прессования (на пресс-штемпеле) и удельное усилие на матрице;

т5 - предельное напряжение на

сдвиг материала заготовки; Vm, Узк и V - скорости пресс-штемпеля (прессования), смещения заготовки относительно контейнера и периферийного течения; ^ и £к - температуры заготовки и контейнера;

Д£зк - величина термоэффекта деформационного трения; Нпш - протяженность хода прессования (пресс-штемпеля); /_з к и Ок - длина заготовки, распрессован-ной в контейнере, и диаметр его полости.

Решая задачу оптимизации процесса прессования за счет изменения параметров процесса трения, нельзя использовать неполный состав основных характеристик процесса трения и оценочных данных о нем, хотя это

допускается в некоторых трудах и справочниках [4, 5]. Основные параметры процесса трения в контейнере должны включать следующие:

(Т , т , V Д Д , ДГ Д , О ). (2)

у к.з' к.з' т з' к' з.к' з.к' 4 з.к к' 4 '

Методика измерений должна дать точную информацию о постадийных изменениях этих параметров (2) и показателей (1), чтобы, с одной стороны, варьируя ими, достичь оптимизации заданных параметров процесса прессования, а с другой стороны, сформировать статистическую базу данных, чтобы для основных случаев прессования определить точные эмпирические зависимости применительно к проектным работам.

Процедура безошибочной экспериментальной оптимизации параметров прессования включает поиск оптимальных изменений параметров трения соответственно следующим целевым заданиям:

► min; TK3/is->min( const);

tK.3/pM->min (const);

V/V »0 (->max); t Д <1;

I' ПШ v " 3' к '

At3M/t3->min (const). (3)

Без состава параметров (2) (т.е. без учета влияния основных условий трения в контейнере) практически не может быть достигнута оптимизация разновидностей горячего прессования, особенно для средне- и высоколегированных алюминиевых сплавов при осуществлении изотермического режима [8, 9].

Заметим, что при прямом прессовании в неоптимальных условиях трения даже в случае простых легкодеформируемых сплавов требуется использование функционально перегруженных систем обеспечения изотермического режима [11].

Принимая во внимание прогрессивность научного подхода к проведению оптимизации процесса прессования с вовлечением процедуры регулирования условий контактного взаимодействия заготовки с инструментом, необходимо обосновать методику и технику измерения параметров процесса трения.

Исключая несущественное влияние трения со стороны пресс-шайбы на режим деформирования, можно показать, что силовые

■■■■■■■■

яшшшяяшшшяшшж

затраты на преодоление выдавливаемым материалом максимального трения сопротивляющегося действия на рабочих поверхностях контейнера, матрицы и пресс-иглы примерно соотносятся как: Ртк:Ртм:Рти=(85-89):(10-14):(0,6-1,0). (4)

Принимая это во внимание, при исследовании контактного взаимодействия прессуемой заготовки и пресс-инструмента на этапе уточненного изучения трения при прессовании можно допустить косвенный метод определения силовых параметров максимального трения на матрице, ее калибрующем пояске и пресс-игле [6]:

шмвшшшшшшшшш

Р »7 —Т /Г при Т

т.м м.з к.з' м.з "

м.з к.з

Р,и^и.з=тмз/РИз при отсутствии смазки, (5) где 7мз и Тиз - силы трения на контакте матрицы и иглы с прессуемым металлом; ткз и тмз - напряжения трения на контакте контейнера и матрицы с прессуемым металлом;

- площади контакта матрицы и пресс-иглы с прессуемым металлом.

Р иР

м.з и.з

Оценка методов экспериментального определения показателей трения в контейнере

Рассмотрению здесь, по-видимому, подлежат четыре варианта определения и исследований параметров трения в условиях, близких к промышленным:

1. Метод косвенного определения и исследования силы трения при прямом прессовании по разнице измерений усилий на пресс-штемпеле и матрице.

2. Упрощенный метод косвенной оценки усредненных силы и напряжения трения при прямом прессовании по перепаду измеряемого усилия на пресс-штемпеле в начале и конце прессования.

3. Метод непосредственного (прямого) определения силы и напряжения трения междузажатой по торцам, непрессуемой заготовкой и соосно перемещаемым контейнером.

4. Универсальный метод непосредственного (прямого) определения и исследования основных параметров трения при смещении контейнера относительно синхронно прессуемой через матрицу заготовки.

Ниже даны некоторые результаты анализа возможностей использования этих методов соответственно задачам (2) и (3).

Метод 1, введенный С.И. Губкиным [6,12], предусматривает (рис. 2) возможность поэтапного прямого измерения усилия на пресс-шайбе Рпш и матрице Рм с косвенным определением силовых затрат на преодоление трения в полости контейнера Р , т.е. Р =Р -Р .

тр' тр пш м

Принятие равенства Ртр~7кз [6] вносит существенную погрешность по разным причинам, например, поскольку фрикционная составляющая полной нормальной силы на пресс-штемпеле Рпш образуется как результат давления металла от попутного трению зонального сдвига в заготовке (см. рис. 1, а, зоны 4 и 5), тогда как по вектору и под воздействием силы трения Ткз,мимо пресс-штемпеля, образуется пресс-рубашка со срезом поверхностного слоя.

к

с;

О >

1

1 Др 2 Л н, с 3 зу

н2

IX

р

пш

р

ПШ п„п

н

Ход пресс-штемпеля Ход пресс-штемпеля а б

Рис. 2. Схемы диаграмм силовых параметров прямого прессования к методам 1 (а) и 2 (б):

Рпш и Рм - усилия на пресс-штемпеле и матрице; Н, Н Н2 и Н3 - избранные участки хода пресс-штемпеля; 1, 2 и 3 - точки, фиксирующие стадии прессования

Следовательно, по методу 1 не вся сила трения Ткз передается на пресс-штемпель. Как установлено прямыми исследованиями трения при прессовании [8], в начале рекомендуемого интервала А. [6], т.е. при А,>(9-12), соотношение 7"к.згаах/Рпштах ->0,75-0,82 (рис. 3), тогда как использование метода 1 в известных работах [4, 5] дает это соотношение заниженным до 0,6-0,65.

По-видимому, необходимо уменьшить погрешность метода 1, использовав соответствующий этим данным и влиянию масштабного фактора [8] в промышленных условиях поправочный коэффициент К'=1,15-1,25

жашшшшшшшшш

66

■ННННПШ!

1,0

| 0,75

к-

0,5

0,25

/Л 2 \ , *

X

»''л. 1

80

160

240 320 Г, °С

3 9 16 36

100 X

Рис. 3. Зависимости силового показателя максимального трения Т /Р от коэффициента вытяжки (кривая 1) и температуры заготовки (кривая 2, Л=9-12 и ^=360 °С): условия - А00 и Д16; Ок=30 и 40 мм; Оз=Ок

при определении фактической силы трения, т.е.

Тк'.3=(1,15-1,25)Ртр, (6)

где величина К'=1,15-1,25 выбирается соответственно величинам коэффициента вытяжки в интервале X от 100 до 9 (см. рис. 3, кривая 1).

В этом случае для расчета величин поэтапно изменяющегося по ходу прессования напряжения трения пригодны формулы (см. рис. 2, а):

Р -Р

к'31 лОА '

= К'-

р -Р

пш2 м

И т.д.,

(7)

где Ок - диаметр полости контейнера; Н1, Н2 и Н3 - избранные участки хода пресс-штемпеля на диаграмме.

Однако ранее при несовершенном техническом воплощении метода 1 установленная под матрицей мессдоза теряла работоспособность при повышенных температурах и давлениях. Поэтому не обеспечивалось надежное получение

диаграмм давления на матрицу и метод 1 не получил распространения в практике экспериментальных исследований в промышленности, где используются температуры, превышающие 350 °С [6] (диаграмма на рис. 3 пригодна для любого сопоставительного анализа в интервале температур 20-360 °С) [8].

Отметим, что для измерения и фиксирования силовых параметров используют манометры, манометрические датчики и мессдо-зы. Однако в условиях прямого прессования усилие на матрице можно измерить только с помощью мессдозы, равно как и силу трения, передаваемую заготовкой контейнеру, поскольку матричный узел и контейнер неподвижны.

В работе [13] предложено развитие метода 1 с использованием разработанных и опробованных конструкций мессдоз большого размера с высокотемпературными фольговыми тензодатчиками типа НМП-30.

На рис. 4 представлены эти мессдозы, изготовленные на Белокалитвинском металлургическом заводе, для размещения соот-

Рис. 4. Промышленные мессдозы для измерения усилий на пресс-штемпеле (а) и матрице (б) при прессовании на трубопро-фильном гидропрессе усилием 31,5 МН:

1 - корпус; 2 - крышка; 3 - упругий элемент; 4 - кольцо; 5 - штуцер с герморазъемом; А и Б - поверхности для размещения тензодатчиков

нмжмшшга

ветственно в опорных узлах пресс-штемпеля и матрицы. Датчики сопротивления наклеиваются жаростойким клеем-цементом на внутреннюю А и внешнюю Б поверхности упругого элемента, изготовленного из стали ЗХ2В8.

Эти мессдозы предназначены для усилий, соответственно до 15 и 20 МН, отвечающих оптимуму их работы в упругой области. Они снабжены компенсаторами возможного несимметричного нагружения.

Метод 1 в таком улучшенном виде не утратил своей актуальности для использования при температурах в блоке матрицы до 450-480 °С. Рассматривая его возможности для исследования параметров и показателей контактного взаимодействия материала заготовки и контейнера [см. (2) и (3)], отметим, что метод 1 не исключает прямого измерения температурных ({. £„, ДО и размерных .

3 к з.к з.к

Нпш) параметров, но, не позволяя исследовать непосредственно процесс трения, может служить инструментом для косвенного и неточного определения и оценки силовых и скоростных параметров трения (Г и т . V

К.З К.З К.З

И V).

Метод 2 (см. рис. 2, б), значительно упрощающий и огрубляющий возможности метода 1, охотно используют в промышленности и даже иногда в лабораторном эксперименте [5, 6]. Фактически силовые затраты на трение Ртр, определяемые по разнице максимального РПШтах и минимального рПШт|П значений усилия на пресс-штемпеле, учитывают таковые не только в полости контейнера, но и на контакте с матрицей, ее рабочим пояском в формообразующем канале и ее наружным пояском (в случае утечки металла), а также на контакте с пресс-шайбой [6]. Чтобы избежать других вл и я н и й, требуются ста бил ьн ые тем пе-ратурные и скоростные условия прессования. В этом случае метод 2 позволяет лишь косвенно и с большой погрешностью оценить силовые затраты на трение по всему замкнутому пространству полости контейнера (см. рис. 2, б). При грубом допущении Ртр~Ткз оценивают:

Следовательно, метод 2 непригоден для исследования процесса трения и контактного взаимодействия в контейнере, но может быть полезен для энергетической оценки конкретного прессования и в качестве базы сравнения с другими методами.

Метод 3, опробованный в работе [6], позволяет осуществить прямое измерение силы трения между заготовкой и контейнером при условии, что заготовка удерживается рас-прессованной и неподвижной, а контейнер принудительно смещается мимо нее (рис. 5). Прессование через матрицу отсутствует, но усилие, передаваемое на торец заготовки Рпш, можно наращивать, а скорость смещения контейнера Укз можно изменять, т.е. достигается непосредственное получение зависимостей Т =ИР , V ). Однако температура заго-

К.З ПШ К.З

товки должна быть <350 °С, что объясняется близким к ней размещением двух приводных цилиндров, работающих на минеральном масле. Заготовка загружается в вертикаль-

-Р

Р =Р -Р

тр пштах п

. (8)

Рис. 5. Схема устройства для исследования трения при относительном перемещении контейнера мимо распрессованной заготовки [6]:

1 - верхний пресс-штемпель; 2 - контейнер; 3 - пресс-шайба; 4 - сжимаемая заготовка; 5 - нижний пресс-штемпель; 6 - неподвижная поперечина; 7 - плита; 8 - подвижная траверса; 9 - плунжер гидропресса; 10 - манометры

ияяяшш

ный контейнер с упором в нижний неподвижный пресс-штемпель и получает определенную, меняющуюся нагрузку со стороны верхнего гидроцилиндра, перемещающего пресс-штемпель с пресс-шайбой. Синхронно с этим, второй, нижний гидроцилиндр осуществляет принудительное движение контейнера вверх, мимо заготовки и с заданной скоростью.

Рассматривая метод 3 применительно к исследованию параметров трения в контейнере [см. (2)], отметим, что он, имея ограничения для опытно-промышленного использования, все же позволяет измерить силовые и скоростные параметры трения (Г , т , V )

к.з к.з з.к

только в пределах стадии распрессовки заготовки в контейнере при возможности фиксирования влияния на них изменений Р и V

^ пш к.з

с учетом заданных температур (£з, ^<350 °С) и длины заготовки 1з. Разумеется, этого недостаточно для решения поставленной задачи оптимизации процесса прессования за счет соответствующих изменений параметров трения.

Требуемой универсальностью и промышленной пригодностью обладает метод 4, изобретенный в 1966-1967 гг. [14] и практически проверенный на экспериментальных прессовых установках усилием 1 и 2 МН (МИСиС) и 2,5 МН (ВИЛС), на переналаженных стандартных гидропрессах усилием 31,5 и 25 МН и механических прессах усилием 1 и 1,6 МН (БКМЗ), а также на специализированном гидропрессе для АОП и ОП усилием 31,5 МН (Ступинский металлургический комбинат) [8].

Ключевой особенностью каждого из этих прессов является обеспечение принудительного смещения контейнера относительно прессуемой заготовки, что позволяет применить метод прямого (непосредственного) измерения и регистрации параметров процесса трения в контейнере (сила и скорость трения, протяженность и время смещения контейнера), совмещенный с измерением параметров прессования и определением постадийных изменений локальных скоростей течения, деформаций, механических свойств и зерен-ной структуры [8, 9].

Имеется несколько вариантов конкретных экструзионных схем для реализации метода 4 применительно кусловиям прямого, обратно-

го и активно-обратного прессования. Можно показать, что общая экструзионная схема на рис. 6, проверенная на большинстве из указанных выше гидропрессов, легко перестраивается для исследования контактного взаимодействия при АОП (Укз>\/пш), а также позволяет осуществлять квазипрямое прессование (Ук <УПШ). В последнем случае пресс-штемпель 4 переводится на поступательный режим работы с опережением контейнера 2, в результате со стороны контейнера на поверхность прессуемой заготовки передаются силы сопротивляющегося трения при их смещении, свойственном прямому прессованию.

1 2 3

Рис. 6. Общая кинематико-силовая экструзионная схема с синхронным прямым измерением параметров процессов трения в контейнере и прессования:

1 - пресс-штемпель; 2 - контейнер; 3 - шплинтон с матрицей; 4 - заготовка

Первая опытно-промышленная проверка метода 4 проведена на БКМЗ в начале 70-х гг. [13]. В соответствии со схемой переналадки трубопрофильный гидропресс усилием 31,5 МН (рис. 7) осуществлял постадийно два варианта комбинированного прессования: АОП->ОП и квази-ПП->А0П-»0П. После распрессовки заготовки в контейнере на пресс-штемпель устанавливалась проставка для перемещения контейнера, а от пресс-иглы движение передавалось пресс-шайбе для продолжения процесса в режиме АОП за счет совместного действия активных напряжений трения в контейнере и нормальных напряжений на пресс-шайбе. После стадии протяженностью до 0,3 /_з к процесс АОП переходил в ОП, что обеспечивало идеальные условия для их сравнения. По второму варианту осуществлялась распрессовка и начало экспериментального квазипрямого прессования с подпором контейнера его боковыми цилиндрами (по условию Укз<Упш) с последующим переходом в АОП.

шшшшшшшявшшшшшшвшшшшвияшявшяшшшяшяяияяшшяшшяшшшшшшшяяш^шшяяяшштя^я^^шшяшшяшяш^шшт

Рис. 7. Упрощенная схема переналадки и приборного обеспечения трубопрофильного гидропресса усилием 31,5 МП для проверки способа АОП и метода 4:

1 - цилиндр пресс-иглы (прошивной); 2 - главный цилиндр; 3 - полый пресс-штемпель; 4 - жаростойкая мессдоза; 5 - проставка; 6 - полость для пресс-шайбы; 7 - спиральная пресс-игла; 8 - пресс-шайба; 9 - заготовка; 10 - матрица; 11 - матричный пресс-штемпель (шплинтон); 12 - жаростойкая мессдоза; 13 - манометр и датчик; 14 - ходограф контейнера; 15 - ходограф пресс-иглы; 16 - ходограф пресс-штемпеля; 17и 18 - манометр и датчик, попарно для главного и прошивного цилиндров

Уже тогда было установлено для ПП с поправкой по условию (6) подтвержденное позднее на других прессах небольшое (до 15 %) превышение силы трения в контейнере в сравнении с АОП, что легко учитывается соответствующим коэффициентом. Заметим, что определение сил трения в контейнере по схеме АОП с помощью манометрического датчика в главном цилиндре (в отсутствие гидроударов) и мессдозы в проставке (см. рис. 4, а) давало весьма близкие результаты, т.е. по методу 4 достаточно использовать только манометрические датчики, соответственно тарированные.

При использовании на модульной прессовой установке, оснащенной многоканальной тензостанцией (ими были оборудованы все указанные выше прессы), метод 4 обеспечивает по ходу пресса прямое измерение параметров процессов трения и прессования: силы трения Ткз, протяженности и времени смещения контейнера, исходных температур заготовки и контейнера {к (в трех точках по длине каждого), усилий и скоростей распрес-совки Р и V и прессования Р , V . В

р р " пш' пш

соответствии с разработанной комплексной методикой исследований [8] эта первичная информация постадийно и синхронно дополняется показателями течения и деформации, качества и дефектов, механических свойств

прессованного полуфабриката [15, 16].

С использованием полученной базы данных определяются необходимые показатели процесса трения в контейнере по (1), которыми удобно пользоваться при проведении процедуры оптимизации собственно процесса прессования в соответствии, например, с постановочными заданиями (3).

При проведении этой работы нужно учитывать, что в промышленных условиях применение традиционного контейнера страдиционным нагревателем сопряжено с воздействием на процесс прессования постоянных и приобретаемых недостатков, включая следующие: 1) концентрация температуры в серединной части рабочей полости, ближе к матрице, с перепадом, например, 380 °С (у пресс-шайбы) - 450 °С (зона этого максимума) - 400 °С (у матрицы);

2) локальное раздутие рабочей втулки контейнера при прессовании с повышенным давлением (обычно возникает в упомянутой зоне концентрации температуры, где участок рабочей втулки изношен и разупрочнен);

3) прилипание металла заготовки к стенке рабочей полости контейнера (см. рис. 1, а, зона 5) при неоптимальных температурных условиях с переносом смещения заготовки в периферийную зону (см. рис. 1, а, зона 4) «сверхдеформации сдвига» и ростом теплоэф-фекта деформационного трения;

4) общее увеличение теплоэффекта трения в контейнере от начала к концу прессования под влиянием, прежде всего, сонап-равленного роста напряжений трения;

5) перекос и эксцентриситет контейнера в изношенном прессе по мере его эксплуатации (переналадка и юстировка контейнера помогают на короткое время).

Поскольку перекос и эксцентриситет контейнера критически влияют на процесс прессования, качество работы пресса и показатели производства, то они недопустимы.

Другие недостатки (2-4), подлежащие устранению или минимизации, должны быть

учтены в исследованиях на модуле и представлены численно в регулируемых для оптимизации процесса прессования зависимостях:

VVn- LJ-^min (const);

\,/P,=nt3/tK< хкз, V, H)->min (const);

K/V=f(t3, t3/tK, ткз, H)->1

(при V»0) (9)

Vn, HHmin (const), где Vn и Hn - скорость и протяженность хода прессования конкретно для каждого процесса (способа).

На основе статистических данных многие показатели могут быть представлены в форме регрессионных зависимостей, позволяющих минимизировать погрешности расчета [8, 16]. В число рабочих величин и относительных показателей могут быть включены коэффициенты деформационного трения, рассчитываемые по сдвигающему напряжению fi или по нормальному напряжению цп:

щ=тк.,/т 's = rK,DM/TK:3DM, (10)

где Т'кл и t's - измеряются соответственно в

моменты «пиков» Р'пш и Тк'3 и среза пресс-ру-башки;

ца=ткз/сп, принятый по закону трения Э. Зибеля [6];

(ID

где ткз - сдвигающее напряжение на элементарной площадке контакта; ст5 - предел текучести в условиях деформации; стп - нормальное напряжение на контакте; р - коэффициент Лодэ, учитывающий схему деформированного состояния, [3=1-1,155; - коэффициент пластического трения по нормальномудавлению. величина которого зависит от граничных фрикционных, температурных, скоростных и кинематических условий смещения заготовки и инструмента.

Поскольку величина ап в контейнере труднодоступна для измерения, то допускают стпиаг [8], где сг - среднее радиальное давление в контейнере. Затем для численных расчетов можно использовать соотношение, предложенное Эсбейном [8]:

(12)

где а3о «а02- предел текучести прессуемого материала при одноосном растяжении; ст2 -осевое нормальное напряжение в контейнере.

С принятием этих допущений, рекомендуют формулу [5, 8]:

ц =т /ст-ап_, (13)

~ а к.з' г 0,2' 4 '

где а =Р /Р .

м г пш' к

Заметим, что точной процедуре метода 4 более соответствует измеряемый коэффициент трения цт, а методу 1, использущему косвенные измерения - рассчитываемый коэффициент трения ца.

В настоящее время, как известно [5, 11], находят применение, взамен традиционным контейнерам с нагревателем стационарного действия, так называемые «умные» контейнеры, температурное поле которых может регулироваться за счет нескольких зон нагрева и охлаждения по длине контейнера.

Автор причастен к изобретению прототипа «умного» контейнера с регулируемым температурным полем [17]. Заметим, что проектирование подобного контейнера должно осуществляться не «вслепую», а на основе достоверных данных об условиях трения и деформирования в рабочей полости. Иначе простая замена традиционного контейнера на «умный» не приводит к ожидаемому росту техни-ко-экономической эффективности и улучшению качества продукции.

Заключение

В настоящее время в научно и промышлен-но развитых странах заканчивается эпоха применения базового технологического процесса прямого прессования без оптимизации гранично-температурных условий в контейнере, от которых зависят энергоемкость процесса, усилие на пресс-штемпеле и его эксплуатационная прочность, локализация давления в контейнере и его прочность, возможности увеличения скоростей прессования и истечения, снижения неравномерности механических свойств и неоднородности зеренной структуры пресс-изделия, их размерной точности.

В стремительно и широко развивающемся автоматизированном поточном производстве конструкционных профилей из малолегиро-

ванных легкодеформируемых сплавов серии освоены процессы прессования в изотермических режимах, с адекватным регулированием температурных условий соответственно на участках «нагревательная печь -контейнер пресса - матрица». Началось освоение специальных контейнеров с оптимизацией распределения температур в рабочей полости.

Но в значительно большей степени и сложнее влияют силовые и температурные условия процесса трения в контейнере при прямом прессовании средне- и высоколегированных алюминиевых и магниевых сплавов. Здесь необходимо определять и регулиро-

вать параметры процесса трения для достижения оптимальных условий прессования по качеству пресс-изделий и технико-экономи-ческим показателям производства.

Обоснованы необходимость и возможности перехода от косвенного определения параметров трения к точным методам непосредственного (прямого) их определения, что подтверждено результатами НИОКР и должно быть учтено при создании экспериментального экструзионного модуля промышленного типоразмера. Имея отраслевое назначение (для экструзионной индустрии), такой экспериментально-промышленный модуль позволяет решать многие актуальные задачи.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Бережной В.Л. Научные и промышленные достижения и тенденции в производстве пресс-изделий (на основе материалов ЕТ'96)//Куз-нечно-штамповочное производство. 1997. № 2. С. 16-19.

2. Бережной В.Л. Ill Международный конгресс «Aluminium 2000»: статус, программа, достиже-ния//Технология легких сплавов. 1997. № 5. С. 43-46.

3. Бережной В.Л. Направления исследований и технологические тенденции в производстве полуфабрикатов из легких порошковых сплавов (По материалам РМ2ТЕС 2000 World О^гез5//Технология легких сплавов. 2003. № 1. С. 47-53.

4. Sheppard Т. Extrusion of Aluminium Alloys. -Dordrecht/Boston/London: Kluwer Academic Publihers, 1999. - 413 p.

5. Bauser M., Sauer G., Siegert K. Extrusion/ Second Ed. - Ohio, USA: ASM International, Material Park, 2006. - 590 p.

6. Перлин И.Л., Райтбарг Л.Х. Теория прессования металлов/2-е изд. - М.: Металлургия, 1975. - 448 с.

7. Бережной В.Л. Моделирование процессов прессования с использованием конечно-эле-ментных программ: направления развития и ограничения//Технология легких сплавов. 2005. № 1-4. С. 129-136.

8. Бережной В.Л., Щерба В.Н., Батурин А.И. Прессование с активным действием сил трения. - М.: Металлургия, 1988. - 296 с.

9. Бережной В.Л. Теоретические аспекты зональ-

ного деформирования трением при прессовании/В кн.: Обработка легких и специальных сплавов. - М.: ВИЛС, 1996. С. 309-324.

10. Крагельский И.В. Трение и износ/2-e изд. -М.: Машиностроение, 1968. - 480 с.

11. Бережной В.Л. Технологичность, долгосрочная надежность и экономичность оборудования -основа конкурентоспособности экструзионного завода//Технология легких сплавов. 2008. № 3. С. 129-145.

12. Губкин С.И. Теория обработки металлов давлением. - М.: ГосНТИ Изд-во по черн. и цвет, металлургии, 1947. - 532 с.

13. Охрименко Я.М., Эпштейн Г.Г., Бережной В.Л. и др. Промышленное опробование скоростного прессования в условиях активного трения //Цветные металлы. 1973. № 6. С. 53-58.

14. A.c. 252692 СССР. МКИ G0119/02. Способ измерения удельной силы пластического трения при продольном прессовании металлов и спла-вов/Охрименко Я.М., Бережной В.Л.//Открытия. Изобретения. 1969. № 29. С. 110.

15. Бережной В.Л. Трение, неравномерность деформации и дефектообразование. Уч. пос. -I. Трение. - Ростов-на-Дону: РИСХМ, 1977. - 79с.

16. Бережной В.Л. Закономерности взаимодействия заготовки и инструмента при активно-обратном прессовании//Технология легких сплавов. 1991. № 3. С. 44-49.

17. A.c. 897362 СССР. Кл3. В21 С 29/02. Приор. 12.11.1979. Контейнер трубопрофильного пресса/Охрименко Я.М., Батурин А.И., Бережной В.Л. и др.

■■■■■■■■■■■■шн 72 ТЕХНОЛОГИЯ ЛЕГКИХ СПЛАВОВ I № 4 I 2009