Влияние режимов термической обработки и пластической деформации на формирование структуры алюминиевых сплавов Текст научной статьи по специальности «Технологии материалов»

УДК 669.715

ВЛИЯНИЕ РЕЖИМОВ ТЕРМИЧЕСКОЙ ОБРАБОТКИ И ПЛАСТИЧЕСКОЙ ДЕФОРМАЦИИ НА ФОРМИРОВАНИЕ СТРУКТУРЫ АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ

© 2012 О. Г. Савельева

Самарский государственный аэрокосмический университет имени академика С. П. Королёва (национальный исследовательский университет)

Установлена связь между структурными показателями и механическими свойствами алюминиевых сплавов АМг10 и Д16. Определены факторы, которые зависят от изменения структуры и с которыми напрямую связаны механические и технологические свойства материалов. Проанализировано влияние режимов пластической деформации, рекристаллизационного отжига, а также старения на формирование остаточных напряжений I, II и III рода.

Механические свойства, остаточные напряжения, структурные показатели, рекристаллизаци-онный отжиг, старение, пластическая деформация.

Введение

Получение особых свойств материалов, используемых в высокотехнологичных конструкциях, приводит к

необходимости создания специальных материалов.

Обеспечение требуемых качественных показателей изделий является актуальной задачей. Остаточные напряжения в поверхностных слоях материала относятся к числу факторов, существенно влияющих на многие характеристики качества изделий. Качественное и количественное влияние таких напряжений на целый ряд функциональных свойств изделий требует дальнейшего изучения.

Опыт эксплуатации изделий и многочисленные эксперименты показывают, что остаточные напряжения влияют на износостойкость, коррозионную стойкость, усталостную прочность и долговечность изделий. Особенно велико их влияние на геометрическую точность изделий.

Целью данной работы является установление зависимостей между режимами обработки, механическими и технологическими характеристиками, структурными параметрами и уровнем остаточных напряжений, сформированных в процессе

изготовления деталей. Знание зависимостей необходимо для повышения точности изготовленных изделий, стабильности их свойств, формы и размеров в процессе хранения и эксплуатации готовых изделий.

Необходимо решить следующие задачи:

1. Определить влияние состояния поставки материала на уровень и распределение остаточных напряжений.

2. Разработать математическую модель расчёта остаточных напряжений с учётом реальной структуры.

В зависимости от объёма, в котором остаточные напряжения уравновешиваются, классифицируют следующие виды напряжений: макронапряжения

(напряжения I рода) - упругие искажения, уравновешивающиеся в объёме всего изделия или в его значительной части; микронапряжения (напряжения II рода) -напряжения, которые уравновешиваются в объёме отдельных кристаллитов или частей кристаллитов (мозаичных блоков); статические искажения решётки (напряжения III рода) - напряжения, которые уравновешиваются в пределах небольших групп атомов [1 ].

Методика проведения исследований

Для нахождения взаимосвязи структуры, режимов термической обработки и пластической деформации были исследованы механические характеристики, изменение структуры в зависимости от термической обработки и пластической деформации с учётом остаточных напряжений I, II и III рода. На основании обработки полученных экспериментальных данных были предложены математические зависимости изменения остаточных напряжений от термического воздействия и пластической деформации.

Исследования проводили на высокопрочных алюминиевых сплавах АМг10 и Д16, химический состав которых представлен в табл. 1 и 2.

Для определения влияния состояния поставки на механические свойства сплавов АМг10 и Д16 проводились статические испытания на растяжение по ГОСТ 1497-84 [4] отожжённых (при температуре отжига ТОТ=4300С для сплава АМг10, Тот=500°С для сплава Д16) и закалённых с

последующим искусственным старением образцах (при температуре закалки

Тз=430°С для сплава АМг10, ТЗ=5000С для сплава Д16).

Для установления зависимости внутренних напряжений от степени пластической деформации образцы подвергали растяжению при различных степенях пластической деформации (табл. 3).

Таблица 1. Химический состав сплава АМг10, % по массе [2]

Mg гг Ве Ті В Си Со А1

10,50 0,11 0,08 0,018 0,01 0,001 0,015 89,266

Таблица 2. Химический состав сплава Д16, % по массе [3]

Бе 8і Мп № Ті А1 Си Mg гп

0,5 0,5 0,66 0,04 0,15 92,36 4,26 1,28 0,25

Таблица 3. Степень деформации образцов из сплавов Д16 и АМг10

Сплав Отожжённые образцы Закалённые и состаренные образцы

Єь% Є2,% Єз,% є4,% Є5,% єь% Є2,% Єз,% є4,% Є5,%

АМг10 8,0 12,1 16,1 18,2 28,9 8,0 12,1 16,1 18,3 21,0

Д16 11,6 12,5 15,6 16,4 25,9 11,7 14,5 17,2 18,4 22,4

Для проведения металлографического анализа из каждого образца после отжига и закалки с последующим старением с различными степенями деформации изготовлены два микрошлифа (один -из участка очага деформации, второй - из участка отсутствия деформации) для каждого исследуемого материала. По фотографиям со структурой образцов в различном состоянии поставки осуществлялся замер длины (Ь) и вычислялась деформация зёрен по длине образца по формуле

(1) каждого микрошлифа для выявления характера влияния режимов термической обработки и пластической деформации на формирование структуры и механические свойства:

е d =^~-100%, (1)

10

где А1 = 1к-10 - изменение размера зерна после деформации, мкм;

1к - размер зерна образца после деформации, мкм;

10 - размер зерна исходного образца, мкм.

Для определения остаточных напряжений в сплавах проводился рентгеноструктурный анализ. Дифрактограммы снимались с отожженных, закалённых с последующим старением образцов с различными степенями деформаций из сплавов АМг10 и Д16. По уширению линий дифрактограммы (111) или (200) определялся размер областей когерентного рассеяния (ОКР). Микронапряжения рассчитывались по уширению линий (220) и (331) [1].

На основании полученных экспериментальных данных были выявлены зависимости изменения остаточных напряжений от термического воздействия и пластической деформации.

Разработка математической модели влияния пластической деформации и термической обработки на формирование требуемой структуры

Показателями, характеризующими пластическую деформацию, являются её степень, температура и скорость. В работе рассматривается пластическое деформирование на примере листовой штамповки, при которой скорость деформации и температуру можно принять постоянной. Поэтому при установлении зависимости остаточных напряжений влияющим фактором является степень пластической деформации. При этом значительные изменения будут претерпевать напряжения I и

II рода. Изменения напряжений III рода незначительны и поэтому ими пренебрегаем.

В определённом приближении можно сказать, что изменение остаточных напряжений пропорционально истинному сопротивлению деформированию сплава, которое в свою очередь связано с истинной степенью деформации. Наиболее точно это описывает кривая упрочнения металла. Остаточные напряжения, формирующиеся в процессе пластической деформации, находим из выражения:

пд + &оц Пд = йаi, (2)

где а i = / (е i.) - уравнение кривой упрочнения.

Дифференцируя выражение (2), получаем уравнение для йо{.

йаi = /'(£i)йе, . (3)

Подставляя выражение (3) в (2), получаем уравнение для расчёта остаточных напряжений от действия пластической деформации:

йаI ПД + йаII ПД = f (еi )йе . (4)

Интегрируя (4), получим уравнение для расчёта остаточных напряжений после пластической деформации:

аI ПД + аII ПД = (еi ) + С1, (5)

где ¥1(е) - первообразная функциональной зависимости изменения напряжений от изменения степени пластической деформации.

При условии £¡=0, оI Пд + оц Пд=0 получаем С1=0:

аI ПД + аII ПД = (еi ) . (6)

Рекристаллизационный отжиг и старение влияют на формирование окончательной структуры полуфабрикатов и заготовок из алюминиевых сплавов. Также на изменение структуры и свойств влияет полигонизация, но её влияние на формирование остаточных напряжений подавляется последующей рекристаллизацией. Поэтому этот вид термической обработки в работе не рассматривается.

Формирование структуры при рекристаллизации и старении зависит от скорости нагрева и охлаждения, температуры и продолжительности выдержки, степени предшествующей деформации.

Уровень остаточных напряжений в процессе рекристаллизации определяется размером зерна и, следовательно, зависит

от степени предшествующей деформации, времени выдержки и температуры рекристаллизации. Остаточные напряжения связаны с пределом текучести, который зависит от диаметра субзёрен по соотношению Холла - Петча [5]:

(7)

где о0 - напряжение Пайерлса, МПа;

к - коэффициент Петча;

йср - средний размер субзерна, А.

Напряжение Пайерлса рассчитывается по формуле:

а0 = 2,5-10-4 • О,

где О - модуль сдвига, МПа.

Коэффициент Петча рассчитывается по формуле:

к

1,6 - с4ь§

2р-(1 -V),

dSI РЕК + dS II РЕК dS Т •

(8)

Так как для большинства сплавов оптимальная температура, скорость нагрева и охлаждения определены на практике и при назначении режима рекристал-лизационного отжига остаются постоянными, то можно считать, что размер зерна при рекристаллизации является функцией от степени деформации и температуры рекристаллизации. В общем случае характер зависимости величины рекристалли-зованного зерна от степени предшествующей деформации и температуры на-

грева описывается диаграммой рекристаллизации. Поскольку порог рекристаллизации и, следовательно, температура рекристаллизационного отжига являются многофакторным критерием (зависит от природы сплава, химического состава, чистоты металла, формы заготовки и т.п.), то практически для каждого из выбранных сплавов Тр является определённой величиной. В связи с этим рассматривается изменение величины рекристаллизо-ванного зерна только в зависимости от степени предшествующей холодной деформации:

йср = /(е,), (9)

где йср - средний диаметр субзерна, А; еi. -

степень предшествующей деформации.

Подставляя (9) в (7), получим выражение для определения предела текучести в зависимости от размера зерна:

где Ь - модуль вектора Бюргерса, А;

0 - угол разориентировки соседних субзёрен, рад;

V - коэффициент Пуассона.

Размер зерна влияет преимущественно на изменение остаточных напряжений I и II рода. Величиной напряжений III рода можно пренебречь, так как рекри-сталлизационный отжиг приводит к зарождению и росту новых зёрен с меньшим количеством дефектов строения:

= а 0 + к - /(е і )

(10)

Дифференцируя выражение (10), находим:

1 -3

йат =-2 • к• /(е,) 2 • /!(е,)• йе,. (11)

Подставляя выражение (11) в (8), получим уравнение для расчёта изменения остаточных напряжений после проведения рекристаллизационного отжига:

1 -3

йаI РЕК + йаи РЕК =- 2 • к • /(е - ) 2 • / (е г ) • йе г '

(12)

Интегрируя выражение (12), получим уравнение для расчёта остаточных напряжений после рекристаллизационного отжига:

(13)

где Р2(- первообразная функциональной зависимости размера зерна после рек-

2

ристаллизации от степени предшествующей деформации.

При условии е=0, оI пд + оц пд=0 получаем:

1

С2= - к-^2,

1 1

а, РЕК + аи РЕК = к • Р1(£, ) 2 - к • V- (14)

Основными факторами, от которых зависят свойства и характер структурных изменений конкретных сплавов при старении, являются температура нагрева под закалку, скорость охлаждения, температура повторных нагревов и время выдержки т. Структурные изменения, протекающие при старении, влияют на формирование напряжений II и III рода, т.к. протекают в пределах зёрен (субзёрен) и связаны с изменением искажённости кристаллической решётки. Для определения остаточных напряжений, формирующихся в процессе старения, получено выражение:

йап СТ + йаш СТ = йа1 , (15)

где а, = / (Т ,т).

Наиболее полно характер зависимости прочностных свойств от температуры и времени выдержки описывают кривые изменения прочности в зависимости от продолжительности старения при различных температурах (рис. 1).

20r

100

ijU

m^

-m —

Продолжительность, сут

Рис. 1. Кривые изменения прочности сплава Д16 в зависимости от температуры старения [6]

Дифференцируя выражения для 01 по времени выдержки и температуре старения, получаем выражение:

doiiст + doiiiст = dt + dT' (16)

Так как для каждого сплава в конкретном случае оптимальная температура старения выбирается исходя из требований заказчика по механическим свойствам, то для установления функциональной зависимости at от температуры рассматриваем старение при температуре Т0= =const.

При Т0 = const получаем:

ds ii ст + ds iii ст = ~~^Т dt, (17)

где at =f(To,T).

Дифференцируя выражение для at, получаем:

dsiiСТ + doiiiСТ = f (T0,t. (18)

Интегрируя (18), получаем уравнение для расчёта остаточных напряжений:

sii СТ + siii СТ = F3 (T0 , ^) + C3,

где F3(T0,t) - первообразная функциональной зависимости изменения напряжений от изменения времени выдержки старения при постоянной температуре.

При условии т = 0 и a,, ct + a,,, ct = 0 получаем Сз=0:

°ii СТ + 0iii СТ = F3 (T0 ,t) . (19)

При т0 = const получаем

don ст + do in ст = ^т dT, (20)

где at =f(T,T0).

Дифференцируя выражение для at, получаем:

do,, ст + do,,, ст = f '(T ,t 0)dT. (21)

Интегрируя (21), получаем уравнение для расчёта остаточных напряжений:

ОIIСТ + ОIIIСТ = ^4 (Т, ^0 ) + С4 , (22)

где ¥4(Т0,т) - первообразная функциональной зависимости изменения напряжений от изменения температуры старения при постоянном времени выдержки.

При условии Т=00С и о и ст+ощ ст=0 получаем С4 = 0:

ОIIСТ + ОIIIСТ = ^4(Т0) . (23)

Из выражений (19) и (23) получаем уравнение для расчёта остаточных напряжений после старения:

корректен, так как разделение напряжений по роду в процессе каждой операции является условным.

В качестве результирующих остаточных напряжений необходимо рассматривать совокупность остаточных напряжений, возникающих под воздействием отдельных факторов. В статье в качестве таких факторов рассматривается пластическая деформация, рекристаллизация и старение. Объединив уравнения (6), (14),

(24), находим остаточные напряжения, сформировавшиеся в детали в процессе её изготовления:

Вдд) + ^(ГДо)- (24)

Поскольку результирующие напряжения для алюминиевого сплава будут складываться последовательно из всех остаточных напряжений, возникающих за счёт каждой операции, то конечный их уровень будет определяться векторной суммой остаточных напряжений, сформированных при проведении пластической деформации, рекристаллизации и старении:

а т

а тт а тт ПД тт РЕК тт СТ, а ттт “ а тттПД + а ттт РЕК + а тттСТ.

(25)

Расчёт остаточных напряжений по полученным зависимостям (25) не вполне

а I РЕК + а II РЕК аII СТ + аIII СТ = Р3 (Т0 ’ *) + Р4 (Т, *0 )■

Для проверки сходимости математической модели были подобраны функциональные зависимости для сплавов АМг10 и Д16 и проведены их сравнения с экспериментальными и расчётными значениями.

Для определения функциональных зависимостей напряжений от степени пластической деформации рассмотрим диаграмму упрочнения, полученную по результатам статических испытаний на растяжение (рис. 2 и 3) по методике [4].

300 250 5 200 3 150 ¿“100 50 0

II 1-0 165,6 1

я-= 0,86 "♦

у = 3,36х- -126,28

Я-'=( ,92

0

10

15

20

30

♦ Отжиг ■ Закал ка и старение е о/0

600 400

С

2 200 е 0 _ 0 _ 10 £[, % 20 ♦ Отжиг ■ Закалка и старение

Рис. 3. Кривая упрочнения сплава Д16

у = 9,95х +: Я; = 0.9 84.39

■ у = 6,48x4 218.21

О II (1 ,82

30

Для экспериментальных значений были подобраны аппроксимирующие зависимости, которые имеют линейный характер для исследуемого диапазона аi и 81 с максимальной величиной достоверности аппроксимации Я2.

Из рис. 2 и 3 видно, что кривая упрочнения для сплавов АМг10 и Д16 описывается линейным уравнением

аi = а • еi + Ъх. (27)

Дифференцируя (27), получим

dsi = ах • ё£i. . (28)

Интегрируя выражение (28), находим первообразную функциональной за-

висимости напряжений от степени деформации:

£, . (29)

Подставляя выражение (29) в уравнение (6), получим уравнение для расчёта остаточных напряжений после пластической деформации для сплавов АМг10 и

Д16:

^ 1 ПД + ®11 ПД

■ а • ег

(30)

Для получения функциональной зависимости напряжений после проведения рекристаллизации рассмотрено изменение рекристаллизованного зерна от степени предшествующей деформации (рис. 4, 5).

1400

1300

1200

1100

1000

900

800

700

600

у = 0,0131х+0,б 005

Е^=0.89

у = -9,78б2х2+3 78,55х-2473,6

к- = С ,92

10

15

20

♦ ОКР ■ Ср еди ш размер гернп

0 8

Об

0 4 г

0 2

2^

Рис. 5. Изменение размеров кристаллитов для сплава Д16 в отожжённом состоянии

Анализ полученных данных показал, что зависимость размера зерна от степени деформации можно описать квадратичной функцией:

dср = f(Є,) = а2 -Є,2 + Ь2 'Єі + с2 , (31)

где ёср - средний диаметр субзерна, А; е, -

степень предшествующей деформации.

Дифференцируя выражение (31), находим ёёср:

Мср = (2а2 • е + Ь2) • ёе.

(32)

Ъ (Є ,) '■

а2 'Єг +Ь2 'Є, .

(33)

При условии £¡=0 получаем ^0=0.

Подставляя (33) в (14), находим уравнение для расчёта остаточных напряжений после проведения рекристаллиза-ционного отжига:

= к • (а2 е, + Ь2 Є,) 2. (34)

Интегрируя выражение (32), находим первообразную функциональной зависимости размера зерна после рекристаллизации в зависимости от степени предшествующей деформации:

Для установления зависимостей изменения в, от температуры и времени выдержки при старении необходимо построить графики а1 = / (ГоД) и О = /(Т ,Т о).

В качестве примера в данной работе для сплава АМг10 рассмотрено старение при температуре Т0=1700С (рис. 6), а для сплава Д16 - при Т0=2000С (рис. 7).

Рис. 7. Изменение прочности в сплаве Д16 при Т=200 С

Эти кривые могут быть описаны при пряжений от изменения времени выдерж-

помощи квадратичной функции

ки при постоянной температуре:

si — а3 • t + • t + с3.

(35) F3(Т0 ,t) — а3 •t2 + b3 •t.

(37)

Дифференцируя выражение (35), находим выражение для do(T0,т):

ds(Т0 ,t) — (2a3 -t + b3) • dt .

(36)

Интегрируя выражение (36), находим уравнение для первообразной функциональной зависимости изменения на-

Время выдержки при старении зависит от фазового состава сплава, поэтому в данной работе для листовых заготовок из сплавов АМг10 и Д16 рассматриваем изменение оі от температуры старения при времени выдержки т0=3 ч для сплава АМг10 и т0=3,5 ч для сплава Д16 (рис. 8 и 9).

к ♦

♦ У = 0,12х+ 387,68

R-'=0.57

у = 0.0402: с+ 195,98

R: = >.<52 ■ ■

■ ■ 1 “

О 50 100 150 200

ї "оо,2 Температура старения, °С

Рис. 8. Изменение прочностных характеристик сплава АМг10 в зависимости от температуры старения

500 450 400 І 350

*5

300 250 200

0 50 100 150 200

♦ аВ ■ оО, 2 Темпер атур а стар ен и я. °С

Рис. 9. Изменение прочностных характеристик сплава Д16 в зависимости от температуры старения

Полученные зависимости описываются линейными уравнениями:

аі = а4 • Т + Ь4.

(38)

Дифференцируя полученное выражение (38), находим выражение для ёо(Т,тоо):

ёоі (Т,т0) = а4 • ёТ.

(39)

Интегрируя выражение (39), находим уравнение для определения первообразной функциональной зависимости изменения напряжений от изменения температуры старения при постоянном времени выдержки:

^4(Т,То) = а4 • Т .

(40)

а IIСТ + а IIIСТ

= а3 •т2 + Ьъ ^т + а4 • Т . (41)

предшествующей деформации приводит к снижению уровня остаточных напряжений, что объясняется динамической рекристаллизацией. Проведение закалки с последующим старением способствует увеличению уровня остаточных напряжений в металле.

Расчётные остаточные напряжения после пластической деформации для сплава АМг10 и Д16 находим соответственно по уравнениям: для сплава АМг10

аIПД + аIIПД 3,32 • Єі

для сплава Д16

аIПД + аIIПД 6,48 •£і

(43)

(44)

Подставляя выражения (37) и (40) в уравнение (24), получаем уравнение для расчёта остаточных напряжений после старения:

Расчётные и экспериментальные значения остаточных напряжений после пластической деформации приведены на рис. 10 и 11.

Остаточные напряжения после проведения рекристаллизации находим по уравнениям:

для сплава АМг10

Подставляя полученные уравнения (30), (34) и (41) в систему уравнений (26), находим уравнения для расчёта остаточных напряжений, сформировавшихся в детали при её изготовлении для сплавов АМг10 и Д16:

аI ПД + а II ПД а1Є і,

а I РЕК + аII РЕК к • (а2 Єі + Ь2 Єі) ’ (42)

аII СТ + аIII СТ = а3 • т2 + Ь3 • т + а4 •Т-

Анализ полученных зависимостей показал, что увеличение степени пластической деформации приводит к росту остаточных напряжений. При рекристалли-зационном отжиге увеличение степени

а I РЕК +а II РЕК

1 ,

= 3,142 • 103(-36,798 • е2 +1573,1 • еі)

для сплава Д16:

а I РЕК +а II РЕК

= 3,147 -103(-9,7862 • ег2 + 378,55 •е,)

(45)

(46)

Расчётные и экспериментальные значения остаточных напряжений после рекристаллизации приведены на рис. 12 и 13.

2

2

¡Расчётные ■Экспериментальные

Рис. 10. Изменение остаточных напряжений от действия пластической деформации в сплаве АМг! О

Рис. 11. Изменение остаточных напряжений от действия пластической деформации в сплаве Діб

12.1

16.1

1Э2

289

Е. ■©

I Расчётные значені ія И Экспер! ¡ментальные значені ія

Рис. 12. Изменение остаточных напряжений после рекристаллизационного отжига для сплава АМг 10

116

і Расчётные 'значення

12.5

15.6

16.4

25.9

£. "о

IЭкспериментальные значеніія

Рис. 13. Изменение остаточных напряжений после рекристаллизационного отжига в сплаве Д16

Остаточные напряжения после проведения старения находим по выражениям:

для сплава АМг10

О II ст + О щ ст = 1,561 • т + 4,361 • т + 0,120 • Т,

(47)

- для сплава Д16

- опСТ + о 1ПСТ = -36,112 • т2 +170,11 • т + 0,193 • Т .

(48)

Расчётные и экспериментальные данные определены для максимальной степени деформации и представлены в табл. 4.

Таблица 4. Значения расчётных и экспериментальных остаточных напряжений после закалки и старения

Сплав Температура старения, время выдержки Расчётные значения, Gпcт+Gшcт МПа Экспериментальные значения, Gпcт+Gшcт МПа

АМг10 Т=1700С, т=3,0 ч 84,805 80,020

Д16 Т=2000С, т=3,5 ч 82,79 108,52

Проверка сходимости математической модели показала, что расхождение расчётных данных с экспериментальными данными составляет не более 26% в зависимости от сплава и режимов термической обработки и пластического деформирования. Такое расхождение можно объяснить неточностью аппроксимации полученных функциональных зависимостей, а также имеющейся погрешностью измерений при проведении экспериментов.

Библиографический список

1. Горелик, С. С. Рентгенографический и электрооптический анализ [Текст]: практическое руководство / С. С. Горелик, Л. Н. Расторгуев, Ю. А. Скаков. - М.: Металлургия, 1970. - 366 с.

2. Пат. №96113996 Российская Фе-

дерация, МПК Б22Б11/04. Способ литья алюминиевых сплавов, алюминиевый

сплав и способ производства из него про-

межуточных изделий [Текст] / В. М. Живодёров, А. М. Бибиков, А. Л. Илоземцев; заявитель и патентообладатель Живодёров Виктор Макарывич. - №96113996/02; заявл. 24.07.1996; опубл. 27.05.1998.

3. ГОСТ 4784-74. Алюминий и сплавы алюминиевые деформируемые. Марки [Текст] / Введ. 1974. - М.: Изд-во стандартов, 1974. - 32 с.

4. ГОСТ 1497-84. Металлы. Методы испытаний на растяжение [Текст] / Введ. 1984-01-01. - М.: Изд-во стандартов, 1984. - 25 с.

5. Дубарев, Е. Ф. Микроскопическая деформация и предел текучести поликристаллов [Текст] / Е. Ф. Дубарев. -Томск: Изд-во Томского ун-та, 1988. -256 с.

6. Колачев, Б. А. Металловедение и термическая обработка цветных металлов и сплавов [Текст] / Б. А. Колачев, В. И. Елагин, В. А. Ливанов. - М.: МИСиС, 1999. - 416 с.

THE INFLUENCE OF THE HEAT PROCESSING AND PLASTIC DEFORMATION MODES ON THE FORMATION OF THE ALUMINUM ALLOYS STRUCTURE

© 2012 O. G. Savelyeva

Samara State Aerospace University named after academician S. P. Korolyov

(National Research University)

A link between structural indicators and mechanical properties of aluminum alloys AMg10 and D16 has been established. Factors are proposed that depend on changing the structure and are directly relate to mechanical and technological properties. The influence of the parameters of the plastic deformation mode, recrystallization annealing, as well as ageing on the formation of residual stresses of the I, II, and III rind has been analysed.

Mechanical properties, residual stresses, structural indicators, recrystallization annealing, ageing, plastic deformation.

Информация об авторе

Савельева Оксана Григорьевна, аспирант кафедры обработки металлов давлением, инженер управления инновационных программ, Самарский государственный аэрокосмический университет имени академика С. П. Королёва (национальный исследовательский университет). Е-mail: [email protected]. Область научных интересов: металловедение легких сплавов.

Savelyeva Oksana Grigoryevna, post graduate student of the plastic metal working department, engineer of the innovation programs board, Samara State Aerospace University named after academician S. P. Korolyov (National Research University). Area research: light alloys engineering.