CC BY
34
полых изделии из гранулированных материалов.
' 2
УДК 621.762.4.04:621.78.061
Белокопытов В.И.
ПРОГНОЗИРОВАНИЕ АНИЗОТРОПИИ ПРОЧНОСТНЫХ свойств ИЗДЕЛИЙ ИЗ АЛЮМИНИЕВЫХ ГРАНУЛ И РАЗРАБОТКА ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ПРОЦЕССОВ, ПРИВОДЯЩИХ К ЕЁ СНИЖЕНИЮ
Существующая технология переработки гранул алюминиевых сплавов предусматривает следующие операции: брикетирование гранул и прессование полученных брикетов в заготовки с последующей их прокаткой или штамповкой в изделия необходимого типораз-мера. Основным недостатком такой технологической схемы является уменьшение выхода годного в результате обточки брикета, удаления прессостатка и концевой обрези после прессования, а также многократный нагрев, ухудшающий механические свойства изделий.
Поэтому актуальна разработка технологии производства изделий из гранулированных материалов с высоким уровнем механических свойств, исключающей промежуточное прессование и совмещающей операцию
компактирования и штамповки [1].
Для внедрения данной технологии была разработана конструкция пресс-формы [2] для выдавливания полых изделий из гранул, схема кото -рой представлена на рисунке. Одним из основных требований, предъявляемых к качеству подобных изделий, является снижение анизотропии механических свойств в их донной и боковой частях.
Оценку анизотропии прочностных свойств производили для изделий с размерами: толщина дна Н2 = 6 мм; внешний радиус Я3 = 25 мм; внутренний радиус Я2 = 20, 21 и 22 мм; радиус брикета Я1 = 12,5 мм; высота брикета Ик = 64 мм; высота свободно насыпанных гранул Н0 = 116 мм. Штамповку гранул сплава САС - 1 осуществляли с постоянной ¥0 = 0,5 мм/с и переменной скоростью деформирования ¥0 = 0,5; 0,01 и 0,1 мм/с при температуре 500°С. Величину анизотропии прочностных свойств штампованных из гранул полуфабрикатов оценивали по отношению временного сопротивления разрыву образцов, вырезанных из стенок в осевом ав° и из дна изделия в радиальном авр направлениях.
При рассмотрении деформированного состояния в процессе выдавливания геометрический очаг деформации разбивали на пять характерных зон, показанных на рисунке. В нулевой зоне происходит компак-тирование гранул в брикет. Компоненты тензора скорости деформации материального эллипсоида для процесса брикетирования записывали в соответствии с [3] на основе реологических особенностей уплотняемой среды. Для определения компонент тензора скорости деформации в остальных зонах (за исключением зоны 4, в которой пластическая деформация отсутствует) поле скоростей формировали с учетом граничных условий и условия несжимаемости предварительно скомпактированного материала (табл. 1).
Используя полученные выражения, можно рассчитать деформированное состояние при любых параметрах очага деформации в процессе выдавливания
Схема выдавливания полых изделий из гранулированных материалов
Таблица 1
Компоненты тензора скорости деформации в характерных зонах очага деформации
Номер зоны $Т и
0 V, V, _ Щ
3Н 3К 3К
1 А. V, V,
2К2 2^ к
2 V Я2 у 0^4 К2 Я2 V Я2 У0Г\ К я 2 0
3 V, Я,2 (Я2 . V, Я,2 (Я2-■) Vо я,2
2Й2 (Яз2 - Я К Я2 ) 2 <2~ (Яз2 - Я2) К (Я2 - Я! )
Приложение. Ь - положение материальной частицы в момент начала движения по зонеО - (Ьк < Ь < Ь0); Я - положение материальной частицы в момент начала движения по зонам 2 - (Я,< Я < Я2) и 3 - (Я2< Я < Я3).
Так как формирование анизотропии механических свойств изделий из гранул определяется особенностями обновления их контактной поверхности в процессе де -формации и, следовательно, зависит от схемы деформированного состояния [4], были найдены компоненты тензора деформации в каждой из зон геометрического очага деформации. При этом использовалось одно из свойств рассматриваемого процесса штамповки, заключающееся в том, что главные оси сохраняют свои направления неизменными на всех этапах деформации. Поэтому для определения компонент тензора деформации и у (табл. 2) использовали уравнение [5] вида:
(1)
Поскольку конечная деформация возникает путем последовательного наложения промежуточных деформаций, тензор суммарной деформации можно представить в виде произведения
иу = и у
(3) ТТ (2) .
и.(1)
у
и(0)
(2)
Таблица 2
Компоненты тензора деформации в характерных зонах очага деформации
Номер зоны иП Мфср игг
0 / \1/3 Г к0 ] / \ 1/3 Г к0 ] (к Г
1к) 1к J 1к)
1 Я *1 Я2
Я Я Я]2
2 Я Я2 1
Я2 Я
кЯ2 1 к2
3 ^32 - кЯ2 - я2 )/ к
Й2Л/Я2 - к(«32 - Я2)/ к2 Я2 к
Приложение. к - положение материальной частицы в момент начала движения по зоне 3 - (0 < к < к2); Я - положение материальной частицы в момент начала движения по зоне 1 - (0 < Я < Я1).
Задавшись значением к = 0,5 к2 для центрального слоя и определив Я из выражения находили компоненты суммарного тензора деформации для различных геометрических параметров очага деформации. Значения компонент использовались для аналитического определения величины неоднородности свойств штампованных из гранул изделий.
Я = Яц к, (3)
\ к2
В табл. 3 представлены значения анизотропии прочностных свойств, полученные из эксперимента при постоянной (о’е°/о’ер)э и переменной (ае0/аер)э скорости деформирования (оптимальной с точки зрения сверхпластической деформации сплава САС - 1 [6]) а также рассчитанные аналитически (ств0/авр)т с применением алгоритма расчета анизотропии прочности схватывания гранул [4].
Таблица 3 Расчетные и экспериментальные значения анизотропии прочностных свойств полых изделий
Как видно из табл. 3, уменьшение толщины стенки изделия (Вст) приводит к снижению анизотропии прочности схватывания гранул, так как при этом прочностные свойства увеличиваются в осевом и практически не изменяются в радиальном направлении. Причем значения анизотропии, рассчитанные аналитически, удовлетворительно согласуются с экспериментальными данными, полученными при выдавливании с постоянной скоростью деформирования, не соответствующей скоростному интервалу сверхпластичности, и превосходят по величине значения, полученные при штамповке в состоянии сверхпластичности. Таким образом, сверх-пластическая деформация гранулированного материала обеспечивает более качественное схватывание гранул и снижение анизотропии прочностных свойств изделий.
Отсутствие научно обоснованных деформационных режимов и перенос температурно-скоростных параметров процесса штамповки сплавов, полученных по тра-
диционной технологии, на гранулированные материалы является одной из причин, вызывающих появление неоднородности структуры, низкого уровня механических свойств и повышенной их анизотропии, что сдерживает широкое применение таких изделий в авиационной и машиностроительной промышленности. Повышению эффективности использования таких материалов в значительной мере может способствовать прогнозирование анизотропии их свойств и разработка технологических процессов, приводящих к ее снижению.
Авторами статей [4,7] с позиции образования металлической связи ме^ду гранулами при их совместной пластической деформации был рассмотрен процесс формирования анизотропии прочностных свойств и создана методика для прогнозирования ее величины в прессованных изделиях. Кроме того, было показано, что применение плоской схемы прессования по сравнению с осесимметричной позволяет значительно уменьшить анизотропию, вызванную неоднородным схватыванием гранул, и получить практически одинаковые свойства в долевом и поперечном направлениях уже при коэффициенте вытяжки 8-10 единиц.
В настоящей работе предпринята попытка использования данной методики для расчета неоднородности свойств штампованных поковок и выбора формы поперечного сечения прессованной заготовки под штамповку.
В качестве заготовки использовали горячепрессованные с коэффициентом вытяжки 10 единиц профили круглого и прямоугольного поперечного сечения из гранул сплава 01969, относящегося к высокопрочным алюминиевым сплавам системы Al-Zn-Mg-Cu. Из прессованного профиля фрезерованием были получены заготовки под штамповку с поперечным сечением в виде равнобедренной трапеции. Брикетирование дегазированных гранул проводили при температуре 480-500°С. Полученные брикеты перед прессованием нагревали до температуры 460-480°С. Штамповку прессованных заготовок осуществляли при температуре 340-350°С.
Для оценки степени деформации сдвига, которой подвергается материал в процессе штамповки, и расчета поля тензора деформации в местах вырезки образцов использовали метод делительных сеток [8]. Делительную (координатную) сетку, состоящую из взаимно перпендикулярных линий, наносили на внутреннюю поверхность разрезанных вдоль оси симметрии заготовок с шагом 3 мм. Деформированную делительную сетку подвергали обмеру на инструментальном микро -скопе БМИ-1Ц. При получении поковки фиксировали начальную е = 44%, промежуточную е = 67% и конечную е = 86% стадии деформирования.
Исследование степени деформации сдвига по высоте поковок в ее характерных сечениях показало значительную неравномерность деформации на всех стадиях процесса. Наибольшая неравномерность имеет место в крайнем сечении (торец поковки), что является следствием малой деформации средней части торца поковки и резкого увеличения степени деформации сдвига в верхней части при истечении металла в облой. Максимальное значение степени деформации сдвига отмечается в полотне и боковых стенках поковки (4 единицы и более), что несколько ниже критической степени деформации сдвига при испытаниях на кручение прессованной из гранул сплава 01969 заготовки круглого сече-
бет = Р!з - Я2, мм (&в0/&<Р)э (&в0/&<Р)э * (ав0/о<?)т
5 0,75 - 0,80 0,90 - 0,94 0,75
4 0,77 - 0,84 0,92 - 0.95 0,78
3 0,82 - 0,87 0,94 - 0,98 0,82
ния в продольном и выше, чем в поперечном направлении [9]. Поскольку оформление боковых стенок поковки происходит за счет деформации заготовки в поперечном направлении, то превышение степени деформации сдвига, соответствующей разрушению, может привести к появлению в гранулированном материале микроне-сплошностей в виде расслоений, что отрицательно сказывается на механических свойствах изделий. С этой точки зрения, более предпочтительным является использование в качестве заготовки прессованной полосы прямоугольного сечения, так как для нее характерны высокие предельные степени деформации сдвига в поперечном направлении, достигающие 5,5 единиц при температуре испытания 340 - 350°С и интенсивности скоростей деформации сдвига 5-10-2 - 1-10-1 с-1. При этом прессованные полуфабрикаты прямоугольного поперечного сечения, полученные при плоской схеме прессования, обладают пониженным уровнем анизотропии прочностных свойств.
Экспериментальную оценку анизотропии штампованных изделий осуществляли путем сравнения временного сопротивления разрыву нетермообрабо-танных образцов, вырезанных из донной части поковок, в продольном аепр и поперечном а" направлениях, для трех степеней деформации исходных заготовок. Результаты испытаний приведены в табл. 4.
Таблица 4 Значения временного сопротивления разрыву образцов, вырезанных из донной части поковок и анизотропии прочностных свойств штампованных изделий
Расчет компонент тензора деформации осуществляли по результатам обмера ячейки координатной сетки, находящейся в средней части дна поковки. Аналитическую оценку анизотропии выполняли, используя алгоритм решения задачи по определению анизотропии прочности схватывания гранул в процессе прессования [4, 7]. Результаты расчетов представлены в табл. 5.
Сравнение экспериментальных (см. табл. 4) и расчетных (см. табл. 5) данных позволяет сделать вывод об их достаточно высокой сходимости, что открывает перспективу прогнозирования анизотропии прочностных свойств поковок, полученных из гранулированных материалов.
Анализ экспериментальных данных (см. табл. 4) показывает, что увеличение степени деформации при штамповке приводит к возрастанию средних значений временного сопротивления разрыву образцов, вырезанных как в продольном, так и в поперечном направлении, однако, это повышение незначительно и почти не превышает доверительного интервала. Причем, применение в качестве заготовки под штамповку
прессованного полуфабриката с прямоугольным поперечным сечением не только благоприятно сказывается на уровне механических свойств поковок (особенно в поперечном направлении), но и позволяет снизить анизотропию прочности схватывания гранул.
Таблица S Значения анизотропии прочностных свойств штампованных поковок
Форма поперечного сечения полуфабриката Степень деформации £, % Анизотропия прочностных свойств СТе" /о/р
44 0,82
Круг 67 0,85
86 0,96
44 1,00
Прямоугольник 67 1,00
86 1,00
Список литературы
1. Шепельский Н.В., Белокопытов В.И., Корнилов В.Н. Влияние геометрических параметров пресс-формы и скорости деформирования при выдавливании на механические свойства полых изделий из порошка сплава САС-1 // Кузнечно-штамповочное производство. 1990. № 9. С. 13-15.
2. А. с. 1109261 СССР, МКИ3 В 22 F 3/02, В 30 В 15/02. Пресс-форма / Н В. Шепельский, В.И. Белокопытов, Н А. Грищенко, В В. Купоросов (СССР). - № 3596053/22 - 02; заявл. 27.05.83; опубл. 23.08.84, Бюл.№31.
3. Суяров Д.И., Горбунов Ю.А. Физико-механические основы расчетов параметров пластической обработки металлов. Красноярск: Изд-во Красноярск. ун-та, 1984. 248 с.
4. Корнилов В.Н., Штерензон А.М, Белокопытов В.И. Аналитическая оценка анизотропии временного сопротивления разрыву изделий из гранул, полученных прессованием // Технология легких сплавов. 1991. №1. С.29-32.
5. Суяров Д.И. Механика пластической среды. Красноярск: Красноярское кн. изд-во, 1976. 190 с.
6. Условия проявления сверхпластичности прутков из гранул сплава САС-1 / НВ. Шепельский, НА. Грищенко, ТА. Орелкина, В.И. Белокопытов // Изв.вузов. Цветная металлургия. 1982. №4. С. 87-90.
7. Шепельский Н.В., Корнилов В.Н., Белокопытов В.И. Аналитическое прогнозирование анизотропии сопротивления разрушению прессовок из сферических порошков // Порошковая металлургия. 1990. №1. С. 62-65.
8. Смирнов-Аляев Г.А., Чикидовский В.П. Эксперементаьные методы в обработке металлов давлением. Л.: Машиностроение, 1972. 360 с.
9. Оптимизация параметров штамповки гранулируемых алюминиевых сплавов на основе исследования их реологических характеристик / Н В. Шепельский, А.М. Штерензон, В.И. Белокопытов и др. // Металлургия гранул. М.: ВИЛС, 1989. Вып. 5. С. 147 - 152.
Bibliography
1. Shepelsky N.V., Belokopytov V.I., Kornilov V.N. The influence of geometric parameters of mold and deformation velocity during extrusion on the mechanical properties of hollow articles made from alloy powder CAC-1 // Press-forging production, 1990, № 9, P. 13-15.
2. Author's certificate 1109261 USSR, МКИ3 В 22 F 3/02, В 30 В 15/02. Mold / N.I. Shepelsky, V.I. Belokopytov, N.A. Grishenko, V.V. Kuporosov (USSR). - № 3596053/22 - 02; appl. 27.05.83, publ. 23.08.84, Bull. № 31.
3. Suyarov D.I., Gorbunov U.A. Physical and mechanical basis of calculation for plastic metal processing. Krasnoyarsk: Krasnoyarsk Univ. Publisher, 1982. 248.
4. Kornilov V.N., Shterenzon A.M., Belokopytov V.I. Analytical estimation of anisotropy of the ultimate tensile strength of products made of pellets by pressing // Technology of Light Metal Alloys, 1991. № 1. P.29-32.
5. Suyarov D.I. Mechanics of plastic continuum. Krasnoyarsk: Krasnoyarsk book publisher, 1976. 190 p.
6. Conditions for superplasticity of alloy rods made of pellets CAC-1 / N.V. Shepelsky, N.A. Grishenko, T.A. Orelkina, V.I. Belokopytov // Izv.vuzov. Non-Ferrous Metallurgy, 1982. № 4. P. 87-90.
7. Shepelsky N.V., Kornilov V.N., Belokopytov V.I. Anisotropy prediction of fracture resistance of spherical powder compacts // Powder metallurgy, 1990. № 1. P. 62-65.
8. Smirnov-Alyaev G.A., Chikidovsky V.P. Experimental methods in metal forming. L. Mashinostroenie, 1972. 260.
9. Optimization of stamping of pelletized aluminum alloys on the basis of their rheological characteristics / N.V. Shepelsky, A.M. Shterenzon, V.I. Belokopytov and others // In. Granules metallurgy. M.: ВИЛС, 1989, issue 5. P.147-152.
Форма поперечного сечения полуфабриката Степень деформации £, % Сте", МПа СТв"Р, МПа Анизотропия прочностных СВОЙСТВ СТе" /о/р
44 286 ±1 0 335 ± 8 0,80 - 0,91
Круг 67 291 ± 7 335 ± 6 0,83 - 0,91
86 300 ± 9 338 ± 5 0,85 - 0,93
44 316 ± 8 330 ± 7 0,91 - 1,00
Прямоугольник 67 319 ± 7 333 ± 7 0,92 - 1,00
86 321 ± 8 335 ± 6 0,92 - 1,00
