WWW.DISSERS.RU

БЕСПЛАТНАЯ ЭЛЕКТРОННАЯ БИБЛИОТЕКА

   Добро пожаловать!

Pages:     | 1 ||

««МАТИ» – РОССИЙСКИЙ ГОСУДАРСТВЕННЫЙ АВИАЦИОННЫЙ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ ИМ. К. Э. ЦИОЛКОВСКОГО На правах рукописи УДК 621.771.294 Головкин Павел Александрович СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ ПРОЦЕССА ШТАМПОВКИ ...»

-- [ Страница 2 ] --

рис. 46 для фланца типа 3), на этапе 2.2 происходит сдавливание вытесненного за пределы области пережима металла (рис. 27, 32, 37 для фланца типа 1;

рис. 42 для фланца типа 2;

рис. 47 для фланца типа 3). Двухстадийность выдавливания скрывает опасность появления зажимов, вероятность появления которых зависит от геометрии штампованной поковки. На примере фланцев типа 1, 2, 3, можно заключить, что неравномерность процесса выдавливания тем больше, чем значительнее относительная разница диаметров большего и меньшего фланцев, и чем ближе отношение суммы высот верхнего и нижнего фланцев к общей высоте поковки, как 3 / 1.

Возрастание неравномерности деформации (рисунки 25 – 39 для фланца типа 1;

40 – 44 для фланца типа 2;

45 – 49 для фланца типа 3) усугубляется тем, что свободное для продвижения выдавливаемого металла пространство располагается примерно в зоне наименьшего сопротивления деформации осаженной поковки (зона 2, зона 3, рис. 24). Как и при осадке в гладких бойках, на начальной стадии штамповки наиболее интенсивно деформация протекает в центре поковки, то есть там, куда внедряется пуансон верхней половины штампа. В то же время примыкающие к дну нижней половины штампа области металла практически не деформируются, одновременно интенсивно захолаживаясь. Захолаживание повышает сопротивление металла деформации, что приводит к ещё большей её неравномерности и концентрации в контактирующих с пуансоном верхних и срединных слоях металла поковки. Далее, на стадии 3, ввиду того, что вытесняемый металл достигает уступа в нижней части штампа, сопротивление деформированию резко возрастает. Утонение центральной части деформируемой поковки вследствие перемещения верхней половины штампа приводит к вовлечению в процесс деформации металла её донной части, ранее практически не деформированного (рис. 28, 33, 38 для фланца типа 1, рис. 43 для фланца типа 2, рис. 48 для фланца типа 3). На этой стадии деформационная проработка металла значительно выше, чем на предыдущих, и всё же в прилегающих к нижней половине штампа слоях металла, и особенно, в районе точки 2 будущего фланца (рис. 9), она недостаточна. На стадии 4, завершающей в процессе формообразования фланца, ввиду резкого роста сопротивления деформированию (рисунок 34), равномерность деформационной проработки повышается (рис. 29, 34, 39 для фланца типа 1, рис. 44 для фланца типа 2, рис. 49 для фланца типа 3). Однако, как и на предыдущей стадии, наиболее проработан металл, примыкающий к верхней половине штампа. Металл, примыкающий к нижней половине штампа, проработан значительно хуже, в районе точки 2 фланца (рис. 9) деформационная проработка недостаточна. Между тем, именно в районе этой точки располагается торец чистовой детали – переходника, подвергаемый впоследствии стыковой сварке (рис. 9, 10). Непроработанный металл в зоне торца переходника не может удовлетворять требованиям, предъявляемым к структуре деталей ответственного назначения из алюминиево – магниевых сплавов [3–5, 40, 44, 45]. Неудовлетворительная деформационная проработка торцев переходника провоцирует возникновение дефектов в зоне сварного шва, как следствие – нарушение герметичности и разрушение сварного соединения в узле ответственного назначения [3, 4, 5, 40, 44, 45]. Несоответствие зон оптимальной деформационной проработки металла фланца профилю чистовой детали (рис. 12, 32, 50, 56) не только ухудшает её механические свойства, но и приводит к перерезанию волокон металла в при механической обработке. Проработанный при деформации металл уходит в стружку, и чистовая деталь состоит из волокон металла, не соответствующих её профилю (рис. 12, 13). Такое положение волокон металла переходника неизбежно приводит к потере герметичности изделия: сквозь межзёренные микропустоты происходит диффузионная утечка химически агрессивных компонентов [3, 5]. Поэтому необходимо принять меры к получению равномерно проработанной структуры металла, соответствующей профилю переходника, особенно в зоне торцев (точка 2, точка 6, рис. 9). Осадка с такими степенями деформации превращает прессованную цилиндрическую заготовку в полуфабрикат в форме блина. В этом случае штамповку можно производить по схеме вытяжки с последующим обратным выдавливанием, характеризующейся наименьшим перемещением деформируемого металла. Таким образом, применяемый вариант штамповки по схеме осадки с последующим выдавливанием металла заготовки при заполнении полости штампа не обеспечивает достаточной однородности деформационной проработки.

Рис. 25. Распределение деформаций по сечению заготовки в момент касания её верхней половиной штампа типа 1 (стадия 1) в линиях Лагранжа и логарифмических единицах деформации Рис. 26. Распределение деформаций по сечению заготовки в процессе выдавливания (стадия 3.1) в линиях Лагранжа и логарифмических единицах деформации Рис. 27. Распределение деформаций по сечению заготовки в процессе выдавливания металла заготовки (стадия 3.2) в линиях Лагранжа и логарифмических единицах деформации Рис. 28. Распределение деформаций по сечению заготовки в момент завершения заполнения полости штампа (стадия 4) в линиях Лагранжа и логарифмических единицах деформации Рис. 29. Распределение деформаций по сечению фланца типа 1 в момент заполнения облойной канавки (стадия 5) в линиях Лагранжа и логарифмических единицах деформации Рис. 30. Распределение полей сопротивления деформации (МПа, слева) и скоростей деформации (1/с, справа) по сечению заготовки в момент касания её верхней половиной штампа типа 1 (стадия 1) Рис. 31. Распределение полей сопротивления деформации (МПа, слева) и скоростей деформации (1/с, справа) по сечению заготовки в пр-ссе выдавливания (стадия 3.1).

Рис. 32. Распределение полей сопротивления деформации (МПа, слева) и полей скоростей деформации (1/с, справа) по сечению заготовки в процессе выдавливания (стадия 3.2).

Рис. 33. Распределение полей сопротивления деформации (МПа, слева) и полей скоростей (1/с, справа) по сечению заготовки в момент заполнения металлом штампа (стадия 4).

Рис. 34. Распределение полей сопротивления деформации (МПа, слева) и полей скоростей деформации (1/с, справа) по сечению фланца типа 1 в момент заполнения облойной канавки (стадия 5).

Рис. 35. Распределение температур (0С) по сечению заготовки в момент касания её верхней половиной штампа типа 1 (стадия 1) Рис. 36. Распределение температур (0С) по сечению заготовки в процессе выдавливания металла заготовки (стадия 3.1) Рис. 37. Распределение температур (0С) по сечению заготовки в процессе выдавливания металла заготовки (стадия 3.2) Рис. 38. Распределение температур (0С) по сечению заготовки в момент завершения заполнения полости штампа (стадия 4) Рис. 39. Распределение температур (0С) по сечению фланца типа 1 в момент заполнения облойной канавки (стадия 5) Для улучшения проработки структуры фланца требуется инициировать внутризёренный механизм деформации и подавить межзёренный. Это возможно за счёт снижения температуры деформации, а так же благодаря применению предварительной ступенчатой осадки заготовки до = 75 %.

Рис. 40. Распределение деформаций (линии Лагранжа, слева) и температур (0С, справа) по сечению заготовки в момент касания её верхней половиной штампа типа 2 (стадия 1) Рис. 41. Распределение деформаций (линии Лагранжа, слева) и температур (0С, справа) по сечению заготовки в процессе выдавливания (стадия 3.1) Рис. 42. Распределение деформации (линии Лагранжа, слева) и температур (0С, справа) по сечению заготовки в процессе выдавливания (стадия 3.2) Рис. 43. Распределение деформации (линии Лагранжа, слева) и температур (0С, справа) по сечению заготовки в момент завершения заполнения полости штампа (стадия 4) Рис. 44. Распределение деформации (линии Лагранжа, слева) и температур (0С, справа) по сечению фланца типа 2 в момент заполнения облойной канавки (стадия 5) Рис. 45. Распределение деформации (линии Лагранжа, слева) и температур (0С, справа) по сечению заготовки в момент касания её верхней половиной штампа типа 3 (стадия 1) Рис. 46. Распределение деформации (линии Лагранжа, слева) и температур (0С, справа) по сечению заготовки в процессе выдавливания (стадия 3.1) Рис. 47. Распределение деформации (линии Лагранжа, слева) и температур (0С, справа) по сечению заготовки в процессе выдавливания (стадия 3.2) Рис. 48. Распределение деформации (линии Лагранжа, слева) и температур ( С, справа) по сечению заготовки в момент заполнения полости штампа (стадия 4) Рис. 49. Распределение деформации (линии Лагранжа, слева) и температур (0С, справа) по сечению фланца типа 3 в момент заполнения облойной канавки (стадия 5) Одноручьевая облойная штамповка фланцев по схеме осадки с последующим обратным выдавливанием характеризуется неравномерным распределением накопленных деформаций по сечению поковок, ее концентрацией в прилегающих к поверхности верхней половины штампа областях (рис. 29 для фланца типа 1, рис. 44 для фланца типа 2, рис. 49 для фланца типа 3). Это подтверждается и анализом макроструктуры металла поковок (рис. 10, 11). Такая схема деформации приводит к удалению наиболее проработанного металла в процессе механической (токарной) обработки в стружку. В результате чистовая деталь не может отвечать требуемым характеристикам по механическим свойствам, сплошности (герметичности) и коррозионной стойкости. Следующий раздел работы посвящён изучению влияния напряжённо – деформированного и температурно – скоростного полей в процессе деформации на структуру и свойства металла штампованной поковки. 3.6. Влияние напряжённо – деформированного и температурно – скоростного параметров деформации на структуру и свойства металла штампованной поковки Исследование структуры металла фланцев из сплавов АМг3 и АМг6 показало значительную неоднородность их деформационной проработки. В зависимости от скорости перемещения деформируемого металла и сопротивления этому перемещению, величины деформационного разогрева и захолаживания в контакте с инструментом, структура металла существенно различается. На рисунке 50 приведена микроструктура фланцев типа 1, из сплавов АМг3 и АМг6 в различных точках их сечения. Структура металла поковок фланцев типов 2 и 3 аналогична представленной. По результатам исследований предложено шесть степеней качества деформационной проработки металла, каждой из которых присвоен свой балл – от 1 до 6 соответственно. Один балл присвоен практически недеформированной рекристаллизованной структуре с большим размером зёрен. Мелкодисперсная структура, обладающая повышенными свойствами в направлении течения металла при деформации, повышенной сплошностью и однородностью, соответствует по предложенной шкале 6 баллам. Промежуточные состояния структуры получили оценку от 2 до 5 баллов (рисунок 50). Из рисунка видно, что в районе точки 2 фланца (рисунок 9) металл практически не проработан, напротив, он рекристаллизован вследствие нагрева под деформацию и влияния деформационного нагрева соседних областей. В точке 3 степень проработки соответствует 3 баллу, то есть, наряду с непроработанными рекристаллизованными зёрнами присутствуют участки структуры умеренной проработки. В районе точек 4, 5 и 6 качество структуры колеблется от 4 до 5 – 6 баллов, то есть, проработанность и направленность деформированной структуры можно оценивать от умеренной до весьма высокой. Сопоставляя металлографию поковок фланцев с результатами математического моделирования (пункт 3.5. работы), удалось численно связать качество деформационной проработки со степенью деформации элементарных объёмов металла, выраженной в логарифмических единицах. Ввиду сложности профиля поковок эта взаимосвязь носит частный характер, и выявлена для фланцев, получаемых из нагретых до 420 0С заготовок (рисунок 50). Различие проработки структуры фланцев на протравленных образцах хорошо различимо невооружённым глазом (рис. 10, 11). С ростом степени деформации в областях установившегося течения деформированного металла процессы динамического возврата и рекристаллизации развиваются раньше и интенсивнее, нежели в переходных и поверхностных областях. Следует отметить причину возникновения на протравленных образцах полос, более светлых, нежели окружающий металл (рис. 10, 11). Эти полосы указывают путь преобладающего межзёренного перемещения металла в в процессе областях деформации, и являются областями, в которых деформация происходит с преобладанием механизма. Металл этих рекристаллизован вследствие значительного деформационного разогрева, и их светлый цвет является следствием обильного выделения – фазы по границам зёрен, активно вытравливаемых в агрессивных средах [4].

а) в) д) б) г) е) Рис. 51. Влияние механизма и степени деформации на структуру поковки: а), б) проработка с преобладанием внутризёренной деформации;

в), г) недеформированный материал;

д), е) проработка с преобладанием межзёренной деформации. Сплав АМг3 (а, в, д), АМг6 (б, г, е). Установлено, что структура металла наравне со степенью деформации определяется преобладающим её механизмом (рис. 51). Характерно, что вследствие деформационного разогрева структура металла в практически недеформированных областях (рис. 51 в, г) сходна со структурой, образовавшейся в зонах преобладания межзеренного механизма деформации (рис. 51 д, е), и значительно отличаются от почти не различимых, вытянутых и мелко раздробленных зерен в областях, где деформация проходила по внутризёренному механизму (рис. 51 а, б). Изучение микроструктуры деформированного металла в тех же точках с большим (200) увеличением подтвердило, что проработанность металла и доминирующий механизм деформации напрямую определяют размер зерна и количество выделившейся из раствора – фазы. На рисунках 52 – 54 показана структура деформированного металла с обычным (а), выделением неполным (б), и малым (в) – фазы. Выделение – фазы тем меньше, чем ниже что наибольший визуальный разброс количества температура деформации и интенсивнее охлаждение металла. Характерно, коагулированной – фазы наблюдается в областях с хорошей проработкой металла (рис. 51, 52), в то время как в областях, практически не подвергавшихся деформации, различия менее заметны (рис. 53). Это может быть объяснено меньшими значениями деформационного разогрева этих областей: – фаза не успевает полностью раствориться, и располагается в основном там же, где была до деформации. Таким образом проведение деформации с преобладанием внутризёренного механизма и при пониженной температуре способствует малому выделению коагулянтов – фазы, как следствие – повышению прочностных характеристик и стойкости к развитию межкристаллитной коррозии деформированного металла. С целью количественного установления взаимосвязи уровня деформационной проработки (рис. 50), степени деформации элементарных объёмов (там же), и преобладающего механизма деформации металла, испытанию на микротвёрдость подвергались темплеты поковок фланцев типа 1 из сплавов АМг3 и АМг6. Температура нагрева перед деформацией 420 0С, степень деформации при осадке прутковой заготовки 32 %;

46 % и 40 %. На рисунке 54 представлен протравленный темплет (слева) и математическая модель (справа), на которой приведено расположение точек измерения микротвёрдости металла поковок фланца типа 1. Значения микротвёрдости в различных точках сечения фланца приведены в таблице 11. При измерении значений микротвёрдости вдоль каждой показанной на рисунке 54 линии, измерения проводились в 5 точках, причём первая из линий всегда располагалась ближе к центру поковки, а точки вдоль линии располагались поверхностей. Наблюдаемый разброс микротвёрдости (таблица 11) свидетельствует о том, что доминирующий механизм деформации определяет не только деформационное упрочнение, но и сплошность металла поковки. равномерно относительно внутренней и внешней а) в) д) б) г) е) Рис. 52. Обычное (а, б), неполное (в, г), и малое (д, е) выделение – фазы хорошо деформированного сплава АМг3 в зависимости от величины деформационного разогрева и скорости охлаждения.

Направление увеличения деформационного разогрева Рис. 53. Выделение коагулянтов – фазы в недеформированных областях в зависимости от величины деформационного разогрева (200).

Рис. 54. Распределение накопленной деформации (слева – поковка, справа – математическая модель) и расположение точек измерения микротвёрдости. Так, для поковки фланца типа 1 из сплава АМг3 разброс значений составил 33% (46 – 61 единиц), а для сплава АМг6 30 % (108 – 140 единиц) относительно минимального значения соответственно. Если для линий 1 – 7 значения микротвёрдости минимальны в центре сечения и возрастают с приближением к поверхностям стенок фланца, то для линий 8 – 10 зависимость обратная (таблица 11).

Таблица 11. Значение микротвёрдости металла фланцев из сплавов АМг3 и АМг6 в различных точках сечения. номер линии, номер точки 1, 1 1, 2 1, 3 1, 4 1, 5 2, 1 2, 2 2, 3 2, 4 2, 5 3, 1 3, 2 3, 3 3, 4 3, 5 4, 1 4, 2 4, 3 4, 4 4, 5 5, 1 5, 2 5, 3 5, 4 5, 5 микротвёрдость, МПа АМг3 55 53 50 52 53 54 53 49 51 54 48 49 46 49 50 51 50 47 50 51 50 50 47 49 46 АМг6 125 121 125 121 117 120 121 121 120 115 115 118 120 115 115 125 112 108 110 115 118 112 117 110 113 номер линии, номер точки 6, 1 6, 2 6, 3 6, 4 6, 5 7, 1 7, 2 7, 3 7, 4 7, 5 8, 1 8, 2 8, 3 8, 4 8, 5 9, 1 9, 2 9, 3 9, 4 9, 5 10, 1 10, 2 10, 3 10, 4 10, 5 микротвёрдость, МПа АМг3 49 48 46 47 47 48 46 45 47 48 53 50 49 52 56 53 55 57 55 52 55 61 61 60 59 АМг6 110 115 117 117 114 115 115 110 110 114 130 125 120 126 130 130 135 136 135 130 135 140 140 140 Направление приращения показателя То есть, сплошность металла поковки тем выше, чем ниже температура деформации (меньше деформационный разогрев), и чем значительнее роль межзёренного механизма деформации. Зоны с преобладанием вязкого межзёренного течения и слабодеформированные зоны характеризуются значительно меньшей сплошностью (таблица 11). Таким образом, обработка давлением позволяет повышать структурную однородность металла поковки, следовательно, герметичность переходников и их сварных соединений, обеспечивая их мелкодисперсную, ориентированную структуру.

Направление приращения показателя ВЫВОДЫ ПО ГЛАВЕ 3 1. Существующий технологический процесс, основанный на схеме получения поковки фланца обратным выдавливанием, не обеспечивает получение требуемой структуры чистовой детали – переходника. Это происходит ввиду следующего: а) формообразование проработки поковки фланца по схеме обратного выдавливания деформационной характеризуется значительной металла, неравномерностью сопровождающейся структуры существенным деформационным разогревом поковки, активизирующим в металле процесс рекристаллизации;

б) деформация при температуре нагрева 420 0С, лежащей вблизи верхнего предела для температурного схемы обратного интервала деформации, её вкупе с с характерной деформации, выдавливания неравномерностью протеканию способствует преимущественному преобладанием механизма вязкого межзёренного течения;

в) несовпадение зон преимущественной деформационной проработки материала поковки с профилем чистовой детали, структура материала переходника, рекристаллизованная вследствие преобладания межзёренного механизма деформации с обильным выделением коагулянтов влекут за собой: – понижение механических свойств переходников;

– нарушение сплошности материала переходников и их сварных соединений, приводящее к потере герметичности;

– появление при сварке обусловленных таких дефектов, как рыхлая ненаправленная структура торцев переходников, деформационные искажения и высокий уровень усадочных напряжений в зоне сварного шва, появление склонности к образованию горячих трещин, склонность к водородной хрупкости, появление множественных усадочных микропустот, обеднённость легирующими компонентами и т.д.;

– фазы, – падение стойкости переходников и их сварных соединений к межкристаллитной и расслаивающей коррозии. 2. Для получения горячей объёмной штамповкой деталей ответственного назначения из алюминиево – магниевых сплавов следует инициировать протекание пластической деформации по внутризёренному механизму, подавляя при этом межзёренный. Измерения микротвёрдости штампованных поковок фланцев из сплавов АМг3 и АМг6, полученных при нагреве перед деформацией до температуры 420 0С, показали, что области поковок, продеформированные с преобладанием внутризёренного механизма, обладают показателями, превышающими таковые для областей, продеформированных с преобладанием вязкого межзёренного течения, на 33 % (на 46 и 61 единицы) и на 30 % (108 и 140 единиц) соответственно. Металлографический анализ взаимосвязи степени и механизма деформации с получаемой структурой поковки также позволяет утверждать, что проведение деформации с пребладанием внутризёренного механизма обеспечивает получение равномерно проработанной структуры повышенной сплошности, лишённую крупных коагулянтов – фазы и протяжённых межзёренных микропустот. 3. Понижение температуры нагрева перед деформацией сплавов АМг3 и АМг6 с 420 0С до 320 0С позволяет эффективно повышать качество деформационной проработки. Измерения показателей микротвёрдости и анализ металлографии осаженных прутковых заготовок показали, что понижение температуры деформации уменьшает её неравномерность ввиду снижения градиента температур и подавления В механизма развития межзёренного механизма деформации. результате достигается повышенная сплошность материала поковок (максимальная микротвёрдость повышается на 7 единиц, что соответствует 7, 5 %). Ввиду того, что формообразование штампованных поковок фланцев по схеме обратного выдавливания характеризуется рядом неблагоприятных факторов, при разработке научно обоснованного технологического процесса целесообразно нахождение альтернативной схемы формообразования.

ГЛАВА 4. ИССЛЕДОВАНИЕ ОСОБЕННОСТЕЙ ФОРМООБРАЗОВАНИЯ АЛЮМИНИЕВЫХ ФЛАНЦЕВ И РАЗРАБОТКА НАУЧНО ОБОСНОВАННОГО ПРОЦЕССА ИХ ПОЛУЧЕНИЯ МЕТОДОМ ОТКРЫТОЙ ОДНОРУЧЬЕВОЙ ГОРЯЧЕЙ ОБЪЁМНОЙ ШТАМПОВКИ Проведённые исследования (глава 3) и анализ библиографических источников, описывающих взаимосвязь деформации алюминиево – магниевых сплавов с их свойствами (глава 1) позволили сделать заключение о возможности управления технологическими и служебными свойствами получаемых деталей путём горячей деформации. В главе 4 настоящей работы ставится задача разработки научно обоснованного процесса получения алюминиево – магниевых фланцев (переходников), штамповки. 4.1. Влияние степени предварительной деформации заготовки фланца на характер формоизменения металла в штампе Применяемая в настоящее время технологическая схема получения горячештампованных фланцев включает осадку мерных прутковых заготовок в плоскопараллельных бойках (со степенью деформации 30 – 40 %) и последующую их деформацию в чистовом штамповочном ручье. Степень деформации при осадке определяется условием свободной установки и чёткой фиксации поковки на дне штамповочного ручья. Деформация поковки в штампе происходит по схеме обратного выдавливания. При указанных условиях имеет место значительное отклонение направления волокна поковки от конфигурации чистовой детали, вследствие чего велик разброс свойств по её сечению, не обеспечивается надлежащая герметичность сварных узлов, их коррозионная стойкость. обладающих повышенными технологическими и служебными свойствами, методом одноручьевой открытой горячей объёмной Для изучения влияния схемы деформации на структуру и свойства поковок фланцев типов 1 – 3 проведено математическое моделирование их формообразования из осаженных с различной степенью цилиндрических прутковых заготовок. Для сравнения со стандартной технологией, на рисунке 55 приведено распределение накопленных деформаций и полей температур по сечению поковки фланца, полученного из осаженной на 38 % прутковой заготовки. На рисунках 55 – 59 представлены положение заготовки фланца типа 1 в штампе, сечение штампованной поковки фланца с отображением распределения накопленных деформаций, скоростей перемещения, сопротивления деформации, полей температур. Для сокращения печатного объёма работы указанные параметры приведены только для конечной стадии формообразования фланцев.

Рис. 55. Распределение накопленной деформации в линиях Лагранжа (слева) и полей температур в 0С (справа) по сечению поковки фланца типа 1, полученной из осаженной на 38 % заготовки.

Рис. 56. Положение в штампе типа 1 осаженной на 60 % поковки. Из рисунков 56 – 59 следует, что неравномерность деформации усугубляется с продвижением верхнего деформирующего инструмента.

Рис. 57. Распределение накопленной металлом поковки фланца типа 1 деформации в линиях Лагранжа и логарифмических единицах деформации. Поковка получена из осаженной на 60 % поковки Рис. 58. Распределение полей скоростей деформации (1/с, слева) и сопротивления деформации (МПа, справа) по сечению фланца типа 1, полученного из осаженной на 60 % поковки.

Рис. 59. Распределение полей температур (С 0) по сечению фланца типа 1, полученного из осаженной на 60 % поковки. По сравнению со стандартным (рис. 55), данный процесс отличается несколько лучшей равномерностью распределения накопленных деформаций (рис. 57), что объясняется меньшей деформацией центральных областей установленной в штамп поковки (рис. 56) ввиду некоторого приближения её формы и размеров в плане к форме и размерам в плане штамповочного ручья.

Указанное обстоятельство изменяет схему деформирования металла в штампе с чистого обратного выдавливания на последовательную комбинацию вытяжки и обратного выдавливания, чем обуславливает уменьшение скоростей перемещения деформируемого металла (рис. 58), сопротивление его деформации (там же) и уменьшение разброса температур в различных областях штампованной поковки (рис. 59). Однако в связи со значительной относительной толщиной осаженной заготовки схема обратного выдавливания при заполнении штампа доминирует. В результате, как и в стандартном процессе, течение металла локализуется в прилегающих к пуансону слоях поковки, в то же время в точке 2 (рис. 9) фланца штамп заполняется с трудом (рис. 57, 58). В точках 2 и 3 (рис. 9) металл фланца оказывается непроработанным, в точках 4 – 6 металл так же проработан недостаточно (рис. 57). Локализация деформации в прилегающих к пуансону областях поковки (рис. 57, 58) приводит к их значительному деформационному разогреву, превышающему допустимые для алюминиево – магниевых сплавов значения (рис. 59). В то же время позднее заполнение штампа в точке 2 (рис. 9) фланца и недостаточная деформационная проработанность металла поковки в этой точке (рис. 57, 58) приводит к значительному (более чем на 50 относительно температуры нагрева (рис. 59). Увеличение степени осадки прутковой заготовки до 72 % (рис. 60) ведёт к утонению поковки и приближает её форму и размеры в плане к форме и размерам штампового ручья, что усиливает эффект вытяжки при деформировании металла в штампе. В результате повышается равномерность деформационной проработки металла фланца (рис. 61), уменьшаются скорости перемещения (рис. 62) и сопротивление деформации металла (там же), понижается деформационный разогрев и, напротив, захолаживание, металла в штампе (рис. 63).

С) его захолаживанию Рис. 60. Положение в штампе типа 1 осаженной на 72 % поковки.

Рис. 61. Распределение накопленной металлом поковки фланца типа 1 деформации в линиях Лагранжа и логарифмических единицах деформации. Поковка получена из осаженной на 72 % заготовки.

Рис. 62. Распределение полей скоростей деформации (1/с, слева) и сопротивления деформации (МПа, справа) по сечению фланца типа 1, полученного из осаженной на 72 % поковки.

Рис. 63. Распределение полей температур (0С) по сечению поковки фланца, полученного из осаженной на 72 % заготовки На рисунке 64 показано положение в штампе поковки, осаженной до максимально возможной (77 %) величины, при этом степень осадки естественным последующим образом обратным ограничивается выдавливанием наибольшим влечёт смену диаметром механизмов штамповочного ручья. Переход к изготовлению фланцев по схеме вытяжки с деформации с межзёренного, со свойственными ему рекристаллизационным ростом зерна и обильным выделением интерметаллидов, на внутризёренный.

Рис. 64. Положение в штампе типа 1 поковки, осаженной на 77 %. Накопленные металлом поковки деформации представлены линиями Лагранжа.

Рис. 65. Распределение накопленной металлом поковки фланца типа 1 деформации в линиях Лагранжа и логарифмических единицах деформации. Поковка получена из осаженной на 77 % заготовки. Использование такой поковки позволило повысить равномерность деформации (рис. 65), уменьшить разброс скоростей и сопротивлений деформации (рис. 66), а так же температур (рис. 67) по сечению фланца. На рисунке 68 показано расположение в штампе типа 2 максимально осаженной (общая степень деформации 75 %, степень деформации за переход 50 %) прутковой зхаготовки.

Рис. 66 Распределение полей скоростей деформации (1/с, слева) и сопротивления деформации (МПа, справа) по сечению фланца типа 1, полученного из осаженной на 77 % поковки.

Рис. 67. Распределение полей температур (С 0) по сечению фланца типа 1, полученного из осаженной на 77 % поковки.

Рис. 68. Положение в штампе типа 2 осаженной на 75 % заготовки Распределение накопленной деформации, распределения скоростей и сопротивления перемещению металла, распределение температур по сечению фланцев типа 2, полученных из таких заготовок, представлено на рисунках 69 – 71.

Рис. 69. Распределение накопленной металлом поковки фланца типа 2 деформации в линиях Лагранжа и логарифмических единицах деформации. Поковка получена из осаженной на 75 % заготовки.

Рис. 70. Распределение полей скоростей деформации (1/с, слева) и сопротивления деформации (МПа, справа) по сечению фланца типа 2, полученного из осаженной на 75 % поковки.

Рис. 71. Распределение полей температур (С 0) по сечению фланца типа 2, полученного из осаженной на 75 % поковки. Расположение в штампе типа 3 максимально осаженной заготовки (общая степень деформации 70 %, за переход 47 %), распределения накопленных деформаций, скоростей и сопротивлений перемещению металла, температур по сечению фланцев, представлено на рисунках 72 – 75.

Рис. 72. Положение в штампе типа 3 осаженной на 70 % заготовки Рис. 73. Распределение накопленной металлом поковки фланца типа 3 деформации в линиях Лагранжа и логарифмических единицах деформации. Поковка получена из осаженной на 70 % заготовки.

Рис. 74. Распределение полей скоростей деформации (1/с, слева) и сопротивления деформации (МПа, справа) по сечению фланца типа 3, полученного из осаженной на 70 % заготовки.

Рис. 75. Распределение полей температур (С 0) по сечению фланца типа 3, полученного из осаженной на 70 % заготовки. Протекание деформационных процессов в каждом случае в целом аналогично протеканию таковых при формообразовании фланца типа 1, однако отличается большей неравномерностью, что говорит о меньшей технологичности фланцев типов 2 и 3. Сравнение распределений температур по сечению полученных по различным технологическим схемам фланцев показывает, что с ростом эффекта вытяжки повышается их равномерность. Однако и в самом благоприятном случае температура металла поковки на завершающей стадии её формообразования превышает допустимые для алюминиево – магниевых сплавов пределы. Поэтому принято решение о проведении математического моделирования и реальной апробации получения фланцев из нагретых перед деформацией до 320 0С (против 420 0С по серийной технологии) заготовок. На рисунке 76 представлены распределения температур по сечению фланцев типа 1, полученных при нагреве металла перед деформацией до С и 320 0С. Осадка заготовок 38 (а);

60 (б);

75 (в);

78 (г) %. Снижение температур на конечном этапе формообразования фланцев составило около 70 0С. Максимальная температура полезного (без облоя и дна) сечения фланцев полученных из осаженных со степенями деформации 38;

60;

75 и 78 % поковок, составила около 510;

500;

480;

460 и 450 0С. Из рисунка следует, что использование нагретых до температуры 320 0С заготовок, несмотря на деформационный разогрев, позволяет избежать перегрева металла поковки, и практически уложиться в диапазон рекомендуемых температур деформации алюминиево – магнивых сплавов [3, 28]. Макроструктура полученных из экспериментальных поковок с предварительной осадкой заготовок на 38, 60 и 78 % темплетов (рис. 96) полностью соответствует результатам математического моделирования, чем подтверждает описанную в главе 3 работы возможность подавления развития вязкого межзёренного течения при горячей деформации алюминиево – магниевых сплавов. Увеличение эффекта вытяжки при формообразовании поковки также уменьшает неоднородность деформационной проработки, чем подавляет деформационный разогрев металла. В результате металл поковок имеет более однородную, со стабильными свойствами структуру.

Для нахождения дополнительных способов повышения однородности деформационной проработки поковок фланцев и подавления межзёренного механизма деформации, в следующем разделе исследуются особенности деформации прутковых заготовок при горячей осадке в конических бойках.

а) б) в) г) Рис. 76. Сравнение температур поковок фланца типа 1, полученных при нагреве до 420 0С (слева) и 320 0С (справа) из осаженных на 38;

60;

75 и 78 % заготовок.

а) б) в) г) Рис. 77. Макростуктура теплетов поковок фланцев типа 1 из сплава АМг6, полученных из заготовок, предварительно осаженных на 0 % (а), 38 % (б), 60 % (в), 77 % (г). Температура нагрева перед деформацией 320 0С.

4.2. Особенности деформации цилиндрических заготовок из алюминиево – магниевых сплавов при горячей осадке в конических бойках Использование для штамповки фланцев осаженных до максимальных размеров ручья штампа заготовок позволяет эффективно повышать равномерность деформации поковок, снижать деформационный разогрев. Однако при осадке более чем на 30 % устанавливаемые в штамп поковки обладают неоднородной структурой, сформированной в значительной степени под влиянием локализованной межзёренной деформации. Этот эффект тем значительнее, чем с большей степенью деформации осажена исходная прутковая заготовка. При большой степени деформации, даже за несколько переходов осадки, в центральных областях поковки под действием сил трения развивается устойчивая рекристаллизованная структура с пониженной сплошностью и крупными коагулянтами – фазы. То есть при такой технологии дефектность переходников закладывается уже при осадке в плоскопараллельных бойках прутковых заготовок фланцев. Повышение равномерности структуры осаженных поковок, как следствие – штампованных фланцев, может быть достигнуто повышением напряжения течения, то есть поддержанием внутризёренного и подавлением межзёренного механизма деформации. Эту задачу можно решить разными способами: фасонированием первичной заготовки в специально профилированных штампах, ковкой её по сложным схемам, подбором геометрических параметров заготовки и т.д. [76 – 78]. Несовершенства структуры поковок, вызванные неравномерностью пластической деформации, могут быть сняты высоким отжигом поковок или чистовых деталей, однако, кроме того, что отжиг понижает механические свойства металла, он может негативно отразиться на коррозионной стойкости детали и её сварного соединения в составе узла [35, 37– 39]. Известно [75 – 78, 83], что увеличение числа осадочных операций не оказывает существенного влияния на уровень прочностных характеристик поковки, превалирующее влияние на структуру и свойства поковки оказывает степень деформации на окончательном переходе. В то же время равномерная деформационная проработка эффективно стабилизирует свойства поковок [75 – 78, 83], для чего система возникающих под действием приложенной нагрузки нормальных и касательных напряжений должна быть максимально сбалансированной. Неблагоприятными с этой точки зрения являются схемы, приводящие к возникновению ярко выраженных зон затруднённой деформации у контактных поверхностей и зон интенсивной деформации в центральной части поковок [75 – 78, 83], в их числе и осадка в плоских бойках [75 – 78]. Напротив, Применительно благоприятными к являются способы, реализующие для изменение параметров очага деформации в процессе обработки давлением. цилиндрическим заготовкам, используемым изготовления фланцев, этот эффект реализуется перемещением очага деформации по высоте поковки при последовательной осадке её в конических бойках с кантовкой на ( 30 % [78, 84 – 87]). Такой способ осадки увеличивает интенсивность и равномерность деформаций поковки и при сохранении высокой технологичности (все предварительные переходы осуществляются в одном штампе) позволяет достичь результатов, аналогичных применению ковки по сложным схемам [83]. Этот способ деформирования эффективно повышает напряжение течения материала поковки [78, 84 – 87]. Перемещение очага деформации по объёму поковки позволяет частично подавить её деформационный разогрев, подавить локализацию межзёренной деформации. Всё это повышает стабильность свойств поковки. При первой осадке происходит торможение радиального течения металла на одном торце заготовки и его разгонка на другом, что придаёт заторможенному торцу форму купола, а противоположному – форму конической воронки. В каждом следующем переходе кантовка изменяет условия деформации на противоположные.

Осадка в конических бойках позволяет обеспечить заданную неоднородность деформации по высоте поковки. Высотная сдвиговая деформация тем больше, чем больше конусность инструмента [85]: µ = tg – 0,58 / cos где: µ – отношение высотного перемещения к радиальному;

– угол конускости бойков, град. Оптимальный угол конусности для сплава АМг6 составляет 5 – [84, 85]. Так, осадка при 420 – 440 0С образцов (диаметром 50 мм, высотой 55 мм) со степенью деформации 15, 30, и 45 % в бойках, подогретых до 350 – 400 0С, обеспечивает равномерное распределение радиальной деформации за счёт смещения её очага в высотном направлении [84, 85]. Осадка по описанной схеме путём увеличения интенсивности сдвиговых деформаций обеспечивает получение более однородной структуры металла поковки и достижение максимально допустимой степени деформации большей, нежели осадка в плоских бойках [76, 79, 84 – 87]. Наложение поковки об дополнительного инструмент. В высотного результате перемещения снижается в контактной плоскости на основное радиальное перемещение минимизирует трение сопротивление деформированию и увеличивается равномерность деформации [76, 84 – 87]. Необходимо отметить, что на эффективность использования при осадке конических бойков, как средства повышения равномерности деформации, значительное влияние оказывает качество смазки поверхности инструмента. Так, при оценке неравномерности деформации полученной в бойках с конусностью 30 поковки, без смазки и со смазкой инструмента, путём измерения максимального количества линий Лагранжа на произвольно выбранном на оси симметрии поковки участке единичной длины, выявлено их соотношение ~ 1,3 [87]. То есть, в отсутствие смазки равномерность распределения накопленной деформации заметно ниже. Первая осадка производилась со степенью деформации 30 %, после кантовки и нагрева до исходной температуры следовала вторая осадка с аналогичной степенью деформации [87].

В процессе моделирования формообразования фланцев типов 1 – 3 из осаженных в бойках различного профиля (рисунок 78) поковок установлено, что схема многопереходной осадки в конических вогнуто – выпуклых бойках (рисунок 78д) обеспечивает наилучшие параметры деформации.

а). Плоско – параллельные бойки б). Выпукло – плоские бойки в). Вогнуто – вогнутые бойки г). Вогнуто – плоские бойки д). Вогнуто – выпуклые бойки е). Выпукло – выпуклые бойки Рис. 78. Исследованные схемы предварительной осадки заготовок перед штамповкой. Так же установлено, что для гарантированного перемещения очага деформации на каждом технологическом переходе, угол конусности вогнуто – выпуклых бойков должен составлять не менее 70. Поскольку этот результат согласуется с данными источников [85, 85], в дальнейших расчётах угол конусности бойков принят равным 7 0. Схема осадки с промежуточной кантовкой цилиндрической заготовки фланца за два перехода (i1 = i2 = 65 %, = 85 %) показана на рисунке 96. Распределение накопленной деформации по сечению поковок, осаженных на 65 и 85 % в плоских, либо конических бойках, приведено на рис. 79 и 80. Из рисунков следует, что осадка прутковой заготовки в конических бойках позволяет получить более равномерную деформационную проработку, нежели осадка в обычных плоско – параллельных бойках.

2 1 Рис. 79. Схема осадки цилиндрической заготовки в конических бойках. 1 – положение первичной заготовки в бойках;

2 – поковка после первой осадки;

3 – перевёрнутая поковка перед второй осадкой;

4 – поковка после второй осадки. Накопленная деформация представлена линиями Лагранжа и в виде цветовой заливки (красный цвет – наибольшая, синий – наименьшая, зелёный – промежуточная). Так, для осадки со степенью деформации 65 % (рис. 80), максимальное значение деформации в логарифмических единицах составляет 2,1;

минимальное значение составляет около 0,1. То есть, значение деформации изменяется в 21 раз. Среднее же значение накопленной металлом поковки деформации составляет 1,1 логарифмической единицы. На втором переходе осадки, следующим за кантовкой поковки ( = 85 %, рис. 79), достигается значение накопленной деформации от 0,6 до 2,6 логарифмической единицы, то есть разброс составляет 4,3 раза. Среднее значение накопленной деформации составляет 1,67 логарифмической единицы. То есть, при относительно небольшом росте средней достигнутой деформации очевидно качественное повышение её однородности. Кроме того, из приведённых данных следует вывод о недостаточности одного перехода осадки в конических бойках даже с максимально допустимой для сплава АМг6 степенью деформации.

1 3 2 Рис. 80. Распределение накопленной деформации по сечению поковок, осаженных на 65 % в плоских (1) и конических (2) бойках в линиях Лагранжа и логарифмических единицах деформации. Шкалы логарифмической деформации для осадки в плоских (3) и конических (4) бойках. Для осадки со степенью деформации 85 % (i1 = i2 = 65 %, = 85 %, рис. 81) в плоских бойках среднее значение накопленной деформации практически не изменяется (1,7 логарифмических единиц), однако значительно ухудшается её однородность (от 0,2 до 3,24 логарифмических единиц, то есть, разброс составляет 16,2 раза). Для осадки с равной степенью деформации, проведённой с использованием конических бойков, среднее значение накопленной деформации составляет 1,5 логарифмических единиц. Максимальное и минимальное значение составляют, соответственно, 2,4 и 0,5 логарифмической единицы, то есть, разброс значений равен 4,8 раза. Сравнение распределения линий Лагранжа по сечению поковок, полученных в конических, и плоских бойках, позволяет говорить о яркой склонности последней преобладанию межзёренного деформационного механизма (локализация линий Лагранжа в центре поковки). В то же время характер распределения деформации по сечению осаженной в конических бойках поковки не свидетельствует о такой предрасположенности.

1 3 Рис. 81. Распределение накопленной деформации по сечению поковок, осаженных на 85 % в плоских (1) и конических (2) бойках в линиях Лагранжа и логарифмических единицах деформации. Шкалы логарифмической деформации представлены для осадки в плоских (3) и конических (4) бойках. Таким образом, при изготовлении фланцев целесообразно применение многопереходной Такой осадки заготовок в вогнуто – выпуклых бойках конусностью 6 – 7 0 с кантовкой на каждом технологическом переходе. режим позволяет качественно повысить однородность проработки металла поковки, стимулирует преобладание внутризёренного характера деформации и обеспечивает снижение трения на поверхности раздела поковка – боёк. Расширению области применения выпукло – вогнутых конических бойков способствует их большая универсальность, поскольку однажды изготовленный штамп может применяться для изготовления широкой номенклатуры осесимметричных поковок (штамповок). Данный способ эффективен при использовании высоких (до H /D = 2,5) заготовок, что благоприятно для промышленного применения, поскольку использование высоких заготовок позволяет сократить потери металла на разделительных операциях;

кроме того, с понижением диаметра прессованные прутки из алюминиевых сплавов, как правило, дешевле, а металл их однороднее. Для установления влияния структуры деформированной заготовки на характер формообразования штампованных поковок фланцев проведено математическое моделирование указанных процессов. Температура нагрева металла перед деформацией принималась равной 420 0С и 320 0С.

Для сокращения печатного объёма работы из процессов формообразования фланцев с использованием осаженных в вогнуто – выпуклых конических бойках заготовок, иллюстрированы лишь случаи для максимально осаженной заготовки. Положение в ковочном ручье поковки типа 1, осаженной в бойках с конусностью 7 0 со степенью деформации 77 %, показано на рисунке 82.

Рис. 82. Положение в штампе типа 1 поковки, осаженной на 77 % в конических бойках. Накопленные металлом поковки деформации представлены линиями Лагранжа. Поковка расположена «куполом» вверх. Поскольку согласно закону наименьшей энтропии пуансон верхней половины штампа изменяет преимущественно структуру прилегающего металла, такое положение поковки уравновешивает деформационную проработку, снижает деформационный разогрев (рис. 100 – 102). Аналогичный эффект наблюдается и при формообразовании фланцев типов 2 и 3 (рисунки 103 – 105 и 106 – 108 соответственно).

Рис. 83. Распределение накопленной металлом поковки фланца типа 1 деформации в линиях Лагранжа и логарифмических единицах деформации. Поковка получена из осаженной на 77 % в конических бойках заготовки.

Рис. 84. Распределение полей скоростей деформации (1/с, слева) и сопротивления деформации (МПа, справа) по сечению фланца типа 1, полученного из осаженной на 77 % в конических бойках поковки.

Рис. 102. Распределение полей температур (С 0) по сечению фланца типа 1, полученного из осаженной на 77 % в конических бойках поковки.

Рис. 86. Распределение накопленной металлом поковки фланца типа 2 деформации в линиях Лагранжа и логарифмических единицах деформации. Поковка получена из осаженной на 75 % в конических бойках заготовки. Приведённые на рисунке 92 картины распределения температур по сечению поковок фланцев типов 1 – 3, полученных при предварительном нагреве заготовок до 420 0С и 320 0С, позволяют оценить понижение температуры перед штамповкой нагрева как средство соблюдения регламентированного температурного режима деформации сплава АМг6.

Рис. 87. Распределение полей скоростей деформации (1/с, слева) и сопротивления деформации (МПа, справа) по сечению фланца типа 2, полученного из осаженной на 75 % в конических бойках поковки.

Рис. 88. Распределение полей температур (0С) по сечению фланца типа 2, полученного из осаженной на 75 % в конических бойках поковки.

Рис. 89. Распределение деформаций в линиях Лагранжа и логарифмических единицах деформации по сечению полученного из осаженной на 70 % в конических бойках поковки фланца типа 3.

Рис. 90. Распределение полей скоростей деформации (1/с, слева) и сопротивления деформации (МПа, справа) по сечению фланца типа 3, полученного из осаженной на 70 % в конических бойках поковки.

Рис. 92. Температуры поковок фланцев типов 1 (а), 2 (б) и 3 (в), полученных при нагревах до 420 0С (слева) и 320 0С (справа) из заготовок, предварительно осаженных в конических бойках на 77 % (а), 75 % (б) и 70 (в) % соответственно. Сравнивая параметры процессов штамповки фланцев из поковок, осаженных в параллельных либо конических бойках, можно сделать вывод о том, что последний процесс предпочтительнее. Во – первых, в штамп устанавливается поковка, обладающая более равномерно проработанной структурой, нежели поковка, осаженная в плоских бойках. Во – вторых, при установке конусом вверх, «коническая» поковка принимает воздействие деформирующего пуансона наименее проработанной на предыдущем переходе стороной. Это позволяет получить фланцы, в которых деформации, накопленные в процессе осадки и штамповки, изменяют структуру различных областей металла поковки. Указанные преимущества проявляются в тем большей мере, чем большую деформацию претерпела заготовка перед установкой в штамп, и чем ближе её форма и размеры в плане к форме и размерам в плане штампового ручья, достигая максимума при равенстве диаметра верхней части штампового ручья, и диаметра осаженной поковки. В – третьих, возможность проведения осадки с большей, нежели в плоских бойках, степени деформации (пункт 3.4. работы, соотношение 7), позволяет использовать исходные прессованные прутки меньшего диаметра, характеризующиеся повышенной однородностью и меньшей ценой. Анализ формообразования фланцев по различным технологическим схемам показал, что назначенные при их разработке припуски и напуски, особенно в зоне точки 2 (рис. 9) фланца избыточны, и препятствуют качественной проработке металла. Кроме того, дополнительные технологические напуски, призванные обеспечить соответствие направления деформированного волокна поковки фланца профилю переходника, теряют свою необходимость при переходе со схемы формообразования обратным выдавливанием на комбинацию вытяжки и обратного выдавливания. Таким образом, формообразование фланцев горячей объёмной одноручьевой открытой штамповкой целесообразно производить, используя первичные прессованные прутковые заготовки наименьшего возможного диаметра. Перед штамповкой эти заготовки должны быть осажены в конических бойках до диаметра, соответствующего диаметру верхней части штамповочного ручья. Деформация на последнем переходе осадки должна составлять 30 – 40 %. Осаженная в конических бойках поковка должна быть установлена в штамповочный ручей конусом вверх. Из рассмотренных процессов формообразования фланцев следует ещё один вывод, а именно: эффект вытяжки осаженной поковки в штампе тем выше, а эффект обратного выдавливания тем меньше, чем тоньше она оказывается. Те есть, назначенные при разработке серийных поковок фланцев избыточные припуски и напуски ограничивают возможности усовершенствования процесса формообразования. Поэтому на следующем этапе исследований проведена оценка возможности и целесообразности разработки чертежей поковок фланцев, строго соответствующих стандартам в части назначения технологических припусков и напусков на получаемые открытой горячей объёмной штамповкой поковки, и моделирование формообразования таких поковок. Для уменьшения объёма поковок фланцев, как следствие – увеличения эффекта вытяжки, при разработке их чертежей решено частично отказаться от использования дополнительных удаляемых технологических припусков [3], сократив их величину до 5 мм. 4.3. Особенности формообразования штампованных поковок фланцев без дополнительных технологических напусков На основании действующих в области открытой горячей штамповки стандартов [3, 4, 6, 7, 70, 71, 73] разработаны чертежи штампованных поковок фланцев типов 1 – 3. Профиль разработанных фланцев отличается от профиля серийных уменьшенными напусками и штамповочными уклонами. Кроме того, на основании выводов пункта 4.2. принято решение частично отказаться от использования дополнительных технологических припусков, сократив их величину до 5 мм (против 10 – 15 мм) [3]. Вновь разработанным фланцам присвоены наименования «тип 1.1.» (рис. 93), «тип 2.1.» и «тип 3.1.» соответственно. Принятые при разработке чертежей поковок фланцев типов 1.1, 2.1 и 3.1 решения позволили сократить объём их металла на 22 %, 60 % и 43 % соответственно. Эти данные косвенно свидетельствуют наибольшей технологичности переходника типа 1. В то же время, при получении переходников типов 2 и 3, при отсутствии в распоряжении цеховых технологов и конструкторов штамповой оснастки средств математического моделирования, технологические припуски и напуски были чрезвычайно завышены.

Исходя из выводов, сделанных в пункте 4.2. работы и сокращения объёма поковок, моделировалось формообразование фланцев из осаженных с различной степенью деформации прессованных прутков диаметром 80 мм.

Рис. 93. Сечение штампованной поковки фланца типа 1.1. Поскольку общие зависимости поведения металла в штампе от степени предварительной деформации при осадке выявлены в разделе 4.2., иллюстрации формообразования фланцев приведены лишь для осадки «под диаметр дна штамповочного ручья», и «под наибольший диаметр штамповочного ручья». Промоделированы процессы, предусматривающие использование плоских либо вогнуто – выпуклых конических бойков. Применительно фланца типа 1.1. на рис. 94 показано положение осаженных на 68 % и 85 % поковок в штампе. Распределения деформаций, полей скоростей и сопротивлений деформации, температур на завершающем этапе формообразования фланца представлены на рисунках 95 – 97 и 98 – 100. Положение в штампе 1.1. поковки, осаженной на 85 % в конических бойках, распределения деформаций, полей скоростей и сопротивлений деформации, температур по сечению фланца приведены на рисунках 101 – 105.

а) б) Рис. 94. Положение в штампе типа 1.1. заготовок, осаженных на 68 % (а) и 85 % (б). Накопленная деформация представлена линиями Лагранжа.

Рис. 95. Накопленная деформация металла фланца типа 1.1., полученного из осаженной на 68 % заготовки, в линиях Лагранжа (слева) и логарифмических единицах деформации (справа).

Рис. 96. Распределение полей скоростей (слева, с-1) и сопротивления деформации (справа) фланца типа 1.1., полученного из осаженной на 68 % поковки.

Рис. 97. Распределение температур (0С) по сечению фланца типа 1.1., полученного из осаженной на 68 % поковки Рис. 98. Распределение деформации по сечению фланца типа 1.1., полученного из осаженной на 85 % поковки, в линиях Лагранжа (слева) и логарифмических единицах деформации (справа).

Рис. 99. Распределение полей скоростей (слева, с-1) и сопротивления деформации (справа) по сечению фланца типа 1.1., полученного из осаженной на 85 % поковки Рис. 100. Распределение температур (0С) по сечению фланца типа 1.1., полученного из осаженной на 85 % поковки Рис. 101. Осаженная на 85 % в конических бойках поковка в штампе типа 1.1.

Рис. 102. Распределение накопленной деформации при штамповке фланца типа 1.1. из осаженной на 85 % в конических бойках поковки, в линиях Лагранжа (слева) и логарифмических единицах деформации (справа).

Рис. 103. Распределение полей скоростей (слева, с-1) и сопротивления деформации (справа) при штамповке фланца типа 1.1. из осаженной на 85 % в конических бойках поковки Рис. 104. Распределение температур (0С) при штамповке фланца типа 1.1. из осаженной на 85 % в конических бойках поковки На рисунках 102 – 105 приведены положения заготовки в штампе и распределения накопленной деформации и температурного поля на конечном этапе формообразования фланцев типа 2. Степень деформации заготовки при осадке 71 и 86 %.

Рис. 105. Положение в штампе типа 2.1. заготовок, осаженных на 71 % (а) и 86 % (б). Накопленная деформация представлена линиями Лагранжа.

Рис. 106. Распределение накопленных деформаций (линии Лагранжа, слева) и температур (0С, справа) по сечению фланца типа 2.1., полученного из осаженной на 71 % поковки.

Рис. 107. Распределение накопленных деформаций (линии Лагранжа, слева) и температур (0С, справа) по сечению фланца типа 2.1., полученного из осаженной на 86 % заготовки.

Рис. 108. Распределение накопленных деформаций (линии Лагранжа, слева) и температур (0С, справа) по сечению фланца типа 2.1., полученного из осаженной на 86 % в конических бойках поковки.

Распределение накопленных деформаций в линиях Лагранжа и температурного поля в 0С по сечению фланца типа 3 в момент завершения его формообразования представлены на рисунках 106 и 107.

Рис. 109. Распределение накопленных деформаций (линии Лагранжа, слева) и температур (0С, справа) по сечению фланца типа 3.1., полученного из осаженной на 80 % поковки.

Рис. 110. Распределение накопленных деформаций (линии Лагранжа, слева) и температур (0С, справа) по сечению фланца типа 3.1., полученного из осаженной на 80 % в конических бойках поковки. Из рисунков следует, что назначение при разработке чертежей фланцев строго регламентированных [3, 4, 6, 7, 70, 71, 73] напусков и припусков, и сокращение величины удаляемых припусков на торцах переходников усиливает эффект повышения равномерности деформации и понижения деформационного разогрева при использовании вытяжки. Так, при прочих равных условиях, повысилась равномерность распределения накопленных деформаций (рис. 95, 98, 102 и рис. 29, 55, 64, 83 для фланца типа 1, рис. 103, 104, 108 и рис. 44, 69, 86 для фланца типа 2, рис. 106, 107, 110 и рис. 49, 73, 89 для фланца типа 3), скоростей и сопротивлений перемещению деформируемого металла (рис. 96, 99, 103 и рис. 34, 66, 84 для фланца типа 1), уменьшился деформационный разогрев (рис. 98, 104 и рис. 76, 92 для фланца типа 1, рис. 107, 108 и 76, 92 для фланца типа 2, рис. 109, 110 и рис. 76, 92 для фланца типа 3). Кроме того увеличение максимально достижимого утонения заготовки и более точное приближение формы штампованной поковки к форме чистовой детали позволили обеспечить лучшее соответствие зон оптимальной деформационной проработки профилю переходника. Характерным является сравнение величины накопленной деформации металлом фланцев типа 1 и 1.1, полученных из осаженных до размеров дна ручьёв штампов, и максимального диаметра ручьёв штампов. Для фланца типа 1 максимальные и минимальные значения накопленной деформации в первом случае соотносятся как 10 / 1 (0,5 и 5,5 логарифмической единицы, рисунок 29), во втором случае – как 4,8 / 1 (4,8 и 1,0 логарифмической единицы, рисунок 65). Для фланца типа 1.1 эти соотношения составили в первом случае 7,0 (7 и 1 логарифмической единицы соответственно, рисунок 95), а во втором случае 4,0 (6 и 1,5 логарифмических единицы соответственно, рисунок 98). То есть, при формообразовании фланцев с эффектом вытяжки максимальные значения накопленной деформации несколько (на 15 %) снижаются, но одновременно значительно (на 50 %) снижается и её неравномерность. Использование осаженных в вогнуто – выпуклых конических бойках заготовок при штамповке фланцев типа 1 практически не проявило численного эффекта повышения равномерности деформации. Соотношение максимального и минимального значения накопленных металлом фланца деформаций аналогичен таковому для поковки, полученной из осаженной в плоских бойках заготовки, и составляет 10 / 1 (5,5 и 0,5 логарифмических единицы, рисунок 100). Однако для фланца 1.1. ввиду увеличения эффекта вытяжки некотором повышение снижении и равномерности абсолютных накопленных значений значения деформаций при заметно: соотношение деформации максимального минимального накопленной составляет 2,6 / 1,0 (6,5 и 2, 5 логарифмических единицы, рисунок 118).

Использование эффекта вытяжки при формообразовании фланцев типов 2, 3, 2.1 и 3.1 сопровождается аналогичным эффектом. Использование осаженных в вогнуто – выпуклых конических бойках заготовок так же эффективнее для двух последних типов, где эффект вытяжки значительнее. Рассматривая использование схемы вытяжки как средство снижения деформационного разогрева следует констатировать, что при прочих равных условиях (температура нагрева металла перед деформацией С), полученные с эффектом вытяжки фланцы в районе наиболее критичных точек 3 и 4 (рисунок 9) имеют меньшую температуру (437 0С и 417 0С для фланца типа 1, рис. 76;

445 0С и 418 0С для фланца типа 1.1., рис. 95 и 100). Аналогичное снижение деформационного разогрева наблюдается при формообразовании фланцев типов 2, 3, 2.1 и 3.1., причём снижение тем значительнее, чем больше эффект вытяжки. Дополнительно понижает локальный деформационный разогрев использование осаженных в вогнуто – выпуклых конических бойках заготовок. Таким образом подтверждено предположение об эффективности использования эффекта вытяжки как средства повышения качества фланцев ответственного назначения при их формообразовании в чистовых открытых штампах. По сравнению с традиционной для данного класса поковок многопереходной горячей объёмной штамповкой, данный способ позволяет существенно сократить продолжительность и трудоёмкость изготовления штамповой оснастки, а так же использовать штамповочное оборудования без наличия привода выталкивателя. На следующем этапе исследований определяются границы возможности и целесообразности применения схем вытяжки и выдавливания при одноручьевой открытой горячей объёмной штамповке фланцев.

4.5. Границы возможности и целесообразности применения схем вытяжки и выдавливания при получении фланцев одноручьевой открытой горячей объёмной штамповкой. Для определения границ возможности и целесообразности применения вытяжки и выдавливания при получении фланцев одноручьевой открытой горячей объёмной штамповкой промоделировано формообразование серии поковок (таблица 12, рисунок 133), выбранных из всего их возможного разнообразия на основании обобщения особенностей формообразования фланцев 1 – 3. Фланцам присвоены обозначения «тип 001» … «тип 005». Установлено, что при определённой геометрии фланцев (типы 001 – 003) может иметь место образование зажима в поковках, получаемых выдавливанием, либо разрушение заготовки при вырыве её центральной части при получении их вытяжкой. Образование зажима вызвано значительной неравномерностью деформации, и закладывается в момент выдавливания части металла заготовки в зону большего торца переходника (стадия 3.1, глава 3);

дальнейшее перемещение верхней половины штампа приводит к сдавливанию этой зоны заготовки с образованием зажима. Склонность к отрыву центральной части заготовки, либо образованию зажима, тем больше, чем больше «ступенчатость» переходника, и чем меньше припуски, уклоны и радиусы скруглений штамповочного ручья. Увеличение припусков, уклонов, и радиусов скруглений понижает вероятность появления зажимов, а по обеспечении определённых геометрических параметров поковки, риск их образования полностью исчезает. Характерно, что риск отрыва центральной части плоской заготовки при формообразовании фланца по схеме вытяжки, и образования зажима при использовании схемы обратного выдавливания, имеет место при примерно одинаковых геометрических параметрах штамповой оснастки.

Rб т Dб.т.

r Нв.т. R r R1 R3 Dм.т.

r Ноб. Нн.т.

Рис. 111. Геометрические параметры фланцев, исследуемых на предмет возможности их получения с использованием различных деформационных схем Таблица 12. Основные геометрические параметры штампованных фланцев 5 Нв.т. фланца 6 Нн.т.

7 Rб.т 8 R 9 R 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 R3 r2 r3 r1 3 5 7 7 3 5 7 10 5 7 Тип Единица измерения 50 40 5 5 мм 5 5 5 5 5 5 5 7 7 5 7 7 10 град. 55 7 7 001 002 003 004 50 40 10 10 10 10 10 10 10 48 38 10 10 10 10 10 10 10 46 36 15 15 10 15 15 15 44 34 15 15 15 15 15 15 15 10 10 10 10 10 Примечание: Dб..т. – диаметр фланца в зоне большего торца (200 мм);

D м. т. – диаметр переходника в зоне меньшего торца (100 мм);

Н об. – общая высота переходника (200 мм).

а) б) Рис. 112. Образование зажима а) и разрушение б) заготовки в процессе формообразования фланца типа 003 С другой стороны, увеличение количества металла поковки ушудшает соответствие оптимальной деформационной проработки профилю чистовой детали. Следовательно, хотя в некоторых околопридельных случаях получение фланцев с «экстремальной» геометрией может быть хотя и возможно, но нецелесообразно. Приближение конфигурации фланцев к конфигурации фланцев типа 1 и 1.1 существенно совершенствует распределение накопленных деформаций, приближая их к профилю чистовой детали, снижает деформационный разогрев, что является предпосылкой получения переходников с чётко профилированной мелкодисперсной полигонизованной структурой повышенной сплошности, лишённой крупных коагулянтов интерметаллидов по границам зёрен. Исследовав особенности формообразования и возможности управления структурой и свойствами переходников путём изменения температурных режимов деформации, геометрии штамповой оснастки и способов фасонирования перед штамповкой прессованных прутковых заготовок, принято решение в следующем разделе исследовать возможность получения фланцев из альтернативных, а именно – толстолистовых заготовок.

4.5. Особенности формообразования и структуры поковок фланцев, полученных из листовых заготовок. Для дополнительного изучения влияния схемы формобразования на структуру поковок проведены эксперименты по штамповке фланцев типа 1 из толстолистовых заготовок сплава АМг6. Из микроструктуры исходного листа сплава АМг6 в долевом, поперечном и промежуточном направлениях следует, что подобно металлу прутка, листовой металл строго структурирован в направлении наибольшей деформации, и характеризуется малым выделением коагулянтов – фазы (рис. 113).

а) в) д) б) г) е) Рис. 113. Структура листа толщиной 25 мм из сплава АМг6. Долевое (а, б), поперечное (в, г) и промежуточное (45 0, д, е) направление. Увеличение 120 (а, в, д) и 200 (б, г, е).

Из листа сплава АМг6 толщиной 30 мм с помощью гильотинных ножниц вырубались заготовки размером 30 х 250 х 250 мм. С помощью обрезного штампа на прессе усилием 6,5 МН из них получали диски диаметром 210 мм. Поверхность среза обрабатывалась на токарном станке. Деформация производилась по схеме вытяжки, аналогичной получению фланцев из осаженных со степенью деформации 77 % заготовок, при температуре нагрева металла 420 0С и 320 0С. В результате получены обладающие уникально однородной для проведённой серии экспериментов структурой поковки, практически не содержащие следов преобладания роста зёрен, межзёренной отличающиеся деформации и рекристаллизационного минимальным количеством малым выделившейся из твёрдого раствора – фазы. Макростуктура и микроструктура темплетов из полученных поковок представлена на рисунках 114 и 115. Полученная структура является наилучшей среди всей проведённой серии экспериментов, и свидетельствует о повышенном уровне механических свойств деформированного металла, стойкости его к развитию межкристаллитной коррозии, и о возможности получения сварных соединений с улучшенными свойствами относительно поковок, полученных из прессованных прутковых заготовок. Положение листовой заготовки в штампе и результаты математического моделирования заключительной стадии формообразования фланца типа 1 представлены на рисунках 116 – 119. Температура нагрева металла перед деформацией 320 0С. Для формообразования из листовых заготовок фланцев типов 2, 3, как результирующие, на рисунках 120 и 121 приведены распределения накопленных деформаций и температур. Таким образом использование листовых заготовок за счёт максимально равномерной исходной структуры позволяет значительно снизить неравномерность деформации и деформационный разогрев металла поковки, что определяет качество структуры поковки, её однородность и сплошность, как следствие – герметичность (рис. 114, 115).

а) б) Рис. 114. Макростуктура теплетов поковок фланцев типа 1 из сплава АМг6, полученных из листовых заготовок. Температура нагрева перед деформацией 420 0С (а) и 320 0С (б).

а) б) в) г) Рис. 115. Микроструктура полученных из листов поковок фланцев. Температура нагрева перед деформацией 420 0С (а, б) и 320 0С (в, г) Рис. 116. Положение в штампе типа 1 листовой заготовки.

Рис. 117. Распределение накопленной деформации по сечению фланца типа 1, полученного из листовой заготовки в линиях Лагранжа (слева) и логарифмических единицах деформации (справа).

Рис. 118. Распределение скоростей (слева, с-1) и сопротивления деформации (справа) по сечению фланца типа 1, полученного из листовой заготовки Рис. 119. Распределение температур по сечению фланца типа 1, полученного из листовой заготовки (0С).

Рис. 120. Распределение деформаций (слева, в линиях Лагранжа) и температур (справа, 0С) по сечению фланца типа 2, полученного из листовой заготовки.

Рис. 121. Распределение деформаций (слева, линии Лагранжа) и температур (справа, 0С) по сечению фланца типа 3, полученного из листовой заготовки. Некоторое снижение общей накопленной металлом поковки деформации (рис. 117, 120, 121) нельзя считать недостатком, поскольку подавление чрезмерного развития межзёренной деформации позволило получить качественную деформированную структуру металла (рис. 114, 115). Распределение накопленных деформаций полученных из листовых заготовок фланцев (рис. 117, 120, 121), по сравнению с фланцами, полученными из осаженных в вогнуто – выпуклых конических бойках прутковых заготовок (рис. 83, 86, 89), несколько хуже соответствует профилю чистовой детали – переходника. Однако повышенное качество структуры полученных из листовых заготовок фланцев нивелирует этот недостаток. Моделирование формообразования из листовых заготовок фланцев типов 1.1 (рис. 122), 2.1 и 3.1, аналогично получению фланцев из прутков, показало, что уменьшение относительной толщины заготовки, усиливая эффект вытяжки, при прочих равных условиях, обеспечивает более равномерные, стабильные и высокие свойства поковки.

Рис. 122. Распределение накопленной деформации в линиях Лагранжа и полей температур в 0С по сечению поковки фланца типа 1.1., полученной из листовой заготовки. Для количественного определения взаимосвязи деформационной схемы и свойств металла поковок проведено измерение микротвёрдости металла фланцев типа 1 из сплава АМг6, полученных из осаженных в плоских бойках, и листовых заготовок. Методика измерения аналогична применяемой в пункте 3.6 (рис. 54, таблица 11). Результаты измерений приведены в таб. 13. Для фланца, полученного из осаженной на 80 % в плоских бойках заготовки, разброс значений микротвёрдости составил 27 %, достигая в максимуме 144 единиц. Для полученного из листа аналогичные показатели составили 25 % и 150 единиц соответственно. То есть, максимальное значение микротвёрдости полученного из листа фланца больше на 4 % (6 единиц), минимальное значение – больше на (11 единиц). Это говорит о более равномерной и плотной структуре полученной из листа поковки. Относительно небольшая численная разность показателей микротвёрдости обусловлена невысокой твёрдостью алюминиевых сплавов, и не является ошибкой измерения (глава 2). В сравнении с микротвёрдостью полученного по серийной технологии фланца типа 1 (таблицы 11, 13) максимальный показатель микротвёрдости полученного из прутка по схеме вытяжки фланца выше на 3 %, а по схеме вытяжки из листа на 7 %. Разброс значений микротвёрдости составил 30 %, 27 % и 25 % соответственно.

Таблица 13. Микротвёрдость металла фланцев типа 1 из сплава АМг6, полученных из осаженных и листовых заготовок, в различных точках сечения. Номер Значение линии, микротвёрдости, МПа номер поковка поковка лист точки 1 2 134 130 125 1, 1 131 127 121 1, 2 135 130 125 1, 3 130 124 121 1, 4 128 123 117 1, 5 2, 1 120 123 128 2, 2 121 125 131 2, 3 121 125 130 2, 4 120 124 130 2, 5 115 119 126 125 119 115 3, 1 126 122 118 3, 2 127 124 120 3, 3 125 120 115 3, 4 123 119 115 3, 5 4, 1 125 129 135 4, 2 112 119 126 4, 3 108 115 122 4, 4 110 117 123 4, 5 115 121 122 5, 1 118 123 127 5, 2 112 119 125 5, 3 117 121 126 5, 4 110 117 124 5, 5 113 119 125 Номер линии, номер точки 6, 1 6, 2 6, 3 6, 4 6, 5 7, 1 7, 2 7, 3 7, 4 7, 5 8, 1 8, 2 8, 3 8, 4 8, 5 9, 1 9, 2 9, 3 9, 4 9, 5 10, 1 10, 2 10, 3 10, 4 10, 5 Значение микротвёрдости, МПа поковка поковка лист 1 2 123 116 110 126 122 117 125 121 115 121 115 110 124 120 117 105 112 119 105 112 119 110 116 123 114 118 126 110 117 123 130 125 120 138 134 130 137 131 126 134 130 125 140 136 130 130 135 140 135 139 144 136 141 147 130 136 145 135 141 146 135 140 146 140 143 148 140 144 150 140 143 148 138 142 Примечание: поковка 1 – поковка фланца типа 1, полученная из осаженной на 37 % заготовки;

поковка 2 – поковка фланца типа 1, полученная из осаженной на 80 % заготовки. Температура нагрева перед деформацией 320 0С (лист, поковка 2) и 420 0С (поковка 1).

Измерение микротвёрдости (таблицы 10, 11, 13) и анализ металлографии осаженных заготовок и поковок фланцев в различных точках их сечений (рис. 18, 20, 77, 114, 115) показали, что деформация при пониженной температуре и использование максимально осаженных либо листовых заготовок, путём повышения однородности деформации и подавления рекристаллизационных явлений, позволяет получить соответствующую предъявляемым к деталям ответственного назначения требованиям структуру поковок. Несмотря на несколько худшее соответствие распределения накопленных деформаций профилю чистовой детали, использование для изготовлении фланцев листовых заготовок обеспечивает получение более равномерной и плотной полигонизованной деформированной структуры, нежели использование прутковых заготовок, осаженных в плоских или конических бойках. Недостатком такой технологии является повышенный расход металла при раскрое листа на заготовки, и более высокая, нежели процесс резания прессованных прутков, трудоёмкость этого процесса. Кроме того, листовой металл, при прочих равных условиях, обычно дороже прессованного. Однако ввиду относительно малой серийности переходников, эти факторы не являются критичными, и с учётом преимуществ деформированной структуры полученных из листа поковок, описанная технология имеет все основания составить конкуренцию традиционной. 4.6. Рекомендуемые параметры вновь разработанного технологического процесса и обобщённые зависимости поведения деформируемого металла в процессе формообразования фланцев Исследования особенностей формообразования горячештампованных фланцев в зависимости от конфигурации штамповочного ручья, типа исходной заготовки и параметров её предварительного фасонирования и температуры нагрева металла перед деформацией позволили сформулировать технологические рекомендации, следование которым обеспечит получение качественных чистовых деталей с заданным уровнем свойств. Обобщая результаты математического моделирования, построены графики зависимости величины накопленных деформаций и температур на конечном этапе формообразования фланцев типов 1 (рис. 123 – 127) и 1.1 (рис. 128 – 130) от типа и степени осадки перед штамповкой исходной заготовки. Расположение точек, в которых измерялись соответствующие значения, представлено на рис. 11. В тех же точках фланцев на реальных образцах измерялись значения микротвёрдости металла. На графике рис. 123 по оси абсцисс в % показана степень осадки прутковой заготовки, по оси ординат – величина накопленной металлом фланца деформации в логарифмических единицах. Предпоследний столбец значений соответствует поковке, полученной из осаженной в конических бойках до максимального диаметра ручья штампа прутковой заготовки. Последний столбец соответствует полученной из листовой заготовки поковке. Ввиду того, что деформирование заготовки в штампе может следовать непосредственно после осадки её на зеркале штампа (рис. 124, 126), а может производиться с использованием предварительно охлаждённых и вновь нагретых до температуры деформации заготовок (рис. 125, 127), построены соответствующие зависимости для обеих случаев. Зависимость значений накопленных деформаций металла фланца от типа используемой заготовки носит сложный характер (рис. 123). В целом зависимость такова, что с утонением заготовки, как следствие – увеличением эффекта вытяжки, разброс значений накопленных снижается, повышаются минимальные их металлом деформаций и понижаются значения максимальные. Однако на графике имеются два значительных отклонения в сторону роста значений накопленной деформации. Первое имеет место при использовании осаженных на 48 – 64 % заготовок. В этом случае их диаметр больше диаметра дна штамповочного ручья, однако существенно меньше его максимального диаметра. Формообразование существенной фланца из таких заготовок протекает с неравномерностью обусловленной пережимом деформируемой заготовки (рис. 56, 57 для фланца типа 1) в районе точек 3 – 4 (рис. 9) будущего фланца. С дальнейшим относительным утонением заготовки этот эффект снижается, и процесс деформации протекает всё более равномерно.

Рис. 123. Зависимость распределения накопленной деформации (в логарифмических единицах) по сечению фланца типа 1 из сплава АМг6 от степени осадки и типа заготовки Второй пик значений накопленных деформаций при получении фланца типа 1 имеет место при использовании прутковых заготовок, осаженных до максимального диаметра штамповочного ручья в вогнуто–выпуклых конических бойках. В этом случае рост накопленных деформаций сопровождается их сближением в различных точках, и объясняется более равномерной деформационной проработкой осаженных в конических бойках заготовок, нежели заготовок, осаженных в плоских бойках. Такие поковки менее склонны к локализации деформационных процессов и имеют более равномерную мелкозернистую полигонизованную структуру. Снижение и сближение значений накопленной металлом фланца деформации при формообразовании его из листа обеспечивает получение наиболее качественной мелкозернистой при этом равномерно не нет критично, нужды деформированной поскольку при полигонизованной структуры поковки. Снижение абсолютных значений накопленных использовании деформаций листовой заготовки перепрофилировать направление её волокон, как при штамповке фланцев из прутков.

Рис. 124. Распределение температур по сечению фланца типа 1 из сплава АМг6 от степени осадки и типа заготовки Деформация в штампе после охлаждения осаженной заготовки. Температура нагрева перед деформацией 420 0С.

Рис.125. Распределение температур по сечению фланца типа 1 из сплава АМг6 от степени осадки и типа заготовки. Деформация в штампе без охлаждения осаженной заготовки. Температура нагрева перед деформацией 420 0С.

Анализ величины температур по сечению фланцев позволяет утверждать, что использование предварительной осадки заготовок является действенным методом подавления деформационного разогрева. Как в случае штамповки заготовок непосредственно после осадки (рис. 124), так и в случае использования предварительно охлаждённых до температуры цеха, и вновь нагретой до температуры деформирования заготовок (рис. 125), усиление эффекта вытяжки влечёт уменьшение теплового контраста металла поковки, понижает и сближает значения температур в различных точках фланца. Снижение деформационного разогрева как следствие повышения равномерности деформации при использовании схемы вытяжки способствует преобладанию внутризёренного механизма деформации, обеспечивая плотную полигонизованную, без крупных коагулянтов интерметаллидов по границам зёрен, стойкую к развитию МКК структуру поковки. Нагрев перед деформацией металла до 420 0С даже при использовании схемы вытяжки приводит к превышению деформационным разогревом рекомендуемого температурного интервала деформации сплава АМг6 (450 0С, [6]), достигая 470 0С и более (рис. 124, 125). Установлено, что для устранения опасности перегрева целесообразно производить нагрев металла перед деформацией до температур, не превышающей 320 0С (рис. 150, 151). Следование этому решению позволяет удержать значение температурного поля штампованной поковки в рекомендуемых [3, 4, 6] пределах. В то же время при такой температуре нагрева металл обладает необходимым запасом пластичности и не склонен к деформационному разрушению. Получаемые в результате фланцы, особенно – из осаженных до максимального диаметра в конических бойках и листовых заготовок, характеризуются наиболее равномерной и качественной структурой. Обеспечивается повышенное деформационное упрочнение, сплошность, стойкость к атмосферной и межкристаллитной коррозии деформированного металла, а также металла будущего сварного шва, соединяющего переходники со смежными деталями герметичного узла ответственного назначения.

Рис. 126. Зависимость распределения температур по сечению фланца типа 1 из сплава АМг6 от степени осадки и типа заготовки. Деформация в штампе после охлаждения осаженной заготовки. Температура нагрева перед деформацией 320 0С.

Рис.127. Зависимость распределения температур по сечению фланца типа 1 из сплава АМг6 от степени осадки и типа заготовки. Деформация в штампе без охлаждения осаженной заготовки. Температура нагрева перед деформацией 430 0С.

Получение фланцев из неохлаждённых после осадки заготовок нецелесообразно, поскольку приводит к росту неравномерности деформаций и температур с соответствующими негативными последствиями. Сравнение тепловых и деформационных параметров фланцев, полученных из максимально осаженных в плоских либо конических бойках заготовок говорит о предпочтительности использования последних. Более равномерное распределение в них деформаций и установка в штампе наименее деформированной на последнем переходе осадки частью – конусом – вверх, позволяет достичь хорошей равномерности деформационной проработки и снижения деформационного разогрева в процессе штамповки. Использование листовых заготовок позволяет ещё более усилить эти тенденции. Эти выводы подтверждаются анализом представленных на рисунках 128 и 130 зависимостей величины накопленной деформации и полей температур в различных точках сечения фланца типа 1.1, полученной из охлаждённой, и вновь нагретой до температуры деформации прутковой заготовки, а так же листовой заготовки. Интересно, что кривая зависимости накопленных деформаций по сечению фланца типа 1.1 от типа и степени предварительной деформации заготовки несколько отличается от таковой фланца типа 1. А именно: наблюдается рост значений накопленной деформации в точках 3 и 4 (рис. 9) при использовании осаженных на 75 – 84 % заготовок, и отсутствует пик роста значений накопленной деформации при получении фланца из осаженной в вогнуто – выгнутых бойках заготовки. Первая особенность объясняется следующим. В процессе осадки заготовки, вплоть до момента её разрушения, можно выделить два этапа. На первом этапе ввиду относительно большого отношения высоты поковки к её диаметру силы трения на поверхности раздела «поковка – инструмент» не столь велики, чтобы препятствовать перемещению металла на торцах деформируемой поковки. По достижении некоторого, зависящего от суммы факторов, критического отношения высоты поковки к её диаметру, силы трения возрастают настолько, что делают невозможным перемещение металла торцев деформируемой заготовки и в дальнейшем металл из её центральных областей как бы раскатывается по поверхности инструмента. В результате в описанный критический момент металл поковки в краевых зонах его торцев испытывает значительную нагартовку (рис. 129).

Рис.128. Зависимость распределения накопленной деформации (в логарифмических единицах) по сечению фланца типа 1.1 из сплава АМг6 от степени осадки и типа заготовки. Соотношение геометрических параметров штамповой оснастки и заготовок для штамповки таково, что при формообразовании фланцев типов 1 и 1.1 расположение в них областей, нагартованных вследствие действия трения при осадке заготовок, неодинаково. Так, при формообразовании фланца типа 1 указанные области в результате располагаются в районе точки 6 (рис. 9).Однако ввиду того, что области торцевой нагартовки трением вначале деформации металла в штампе располагаются вблизи точки 3, то есть в зоне пережима заготовки, где неравномерность деформации весьма велика, повышение накопленной деформации в точке 6 не существенно. В начале формообразования фланца типа 1.1 области нагартовки трением располагаются вблизи точек 4 и 5 (рис. 9), где неравномерность деформации мала, и в результате оказываются в районе точек 5 и 6, заметно повышая в них уровень накопленной деформации. Этому способствует то, что ввиду меньшего количества потребного металла, заготовка фланца типа 1.1 относительно локализованы. более плоская, и заготовок области в нагартовки трением более Осадка конических бойках практически полностью устраняет описанный эффект (рис. 123, 128), а при использовании листовых заготовок его возникновение в принципе невозможно.

б) а) в) Рис. 129. Возникновение и расположение в объёме осаживаемой заготовки торцевых зон нагартовки трением. а) возникновение зон;

б) расположение в максимально осаженной заготовке фланца типа 1, осадка на 77 %;

в) расположение в максимально осаженной заготовке фланца типа 1.1, осадка на 85 %. Таким образом, одноручьевой открытой горячей объёмной штамповкой целесообразно получать переходники топливных систем, по профилю близкие к типу 1. Переходники типов 2 и 3 ввиду отклонения от оптимальной геометрии переходника типа 1, при прочих равных условиях, обладают несколько менее качественной деформированной структурой ввиду худшего соответствия распределения накопленных деформаций профилю чистовой детали, большим сопротивлением деформации и деформационным разогревом металла при штамповке. Ввиду меньшей технологичности переходников типов 2 и 3 их применение имеет смысл ограничивать. Вторая особенность формообразования фланца типа 1.1, а именно, отсутствие пика накопленной деформации при использовании осаженной в конических бойках заготовки, является следствием малой относительной толщины заготовки, ввиду чего увеличение накопленной деформации в процессе штамповки не велико. Характер распределения полей температур по сечению штампованной поковки фланца типа 1.1 от типа и степени деформации исходной заготовки (рис. 130) не имеет существенных отличий от аналогичной зависимости для фланца типа 1, за исключением меньших абсолютных показателей и относительной неравномерности.

Рис.130. Зависимость распределения температур по сечению фланца типа 1.1 из сплава АМг6 от степени осадки и типа заготовки. Деформация в штампе после охлаждения осаженной поковки. Температура нагрева перед деформацией 320 0С. При штамповке фланцев из прессованных прутков целесообразно использовать многоступенчатую осадку с кантовкой заготовок в вогнуто – выпуклых бойках конусностью 70 и степенью деформации 30 – 50 % за переход. Использование листовых заготовок позволяет получать фланцы с ещё более высокой равномерностью деформационной проработки и несколько меньшим уровнем деформационного разогрева металла. В обоих случаях размер заготовки должен быть максимально приближен к размерам и форме в плане штамповочного ручья. Использование достигаемого при этом эффекта вытяжки позволяет ограничиваясь стандартными технологическими припусками и напусками получать качественную деформированную структуру поковок, практически соответствующую профилю конечной чистовой детали – переходника. Эффект вытяжки через понижение неравномерности деформации и деформационного разогрева подавляет доминирование межзёренного механизма деформации, чему дополнительно способствует даёт нагрев заготовок до температур, не превышающих 320 0С. Такой (320±5 0С) режим нагрева алюминиево–магниевых сплавов перед деформацией позволяет сочетать необходимый запас пластичности с сохранением высокого наклёпа. Выбор между осаженными в конических бойках, либо листовыми заготовками может осуществляться исходя из серийности переходников, имеющегося в условиях реального производства оборудования и его загрузки, необходимого сортамента материала. Соблюдение перечисленных рекомендаций позволит получать качественные, соответствующие заданным требованиям как при сварке, так и последующей эксплуатации в составе узлов изделия, переходники с однородной деформированной структурой без крупных рекристаллизованных зёрен и коагулянтов интерметаллидов по их границам.

ВЫВОДЫ ПО ГЛАВЕ 4 Математическое моделирование и практические эксперименты получения различной геометрии штампованных фланцев из сплавов АМг3 и АМг6 показали, что для обеспечения их надлежащего качества необходима реализация процесса с преобладанием внутризёренного механизма деформации и подавлением межзёренного. Это достигается использованием открытой однопереходной штамповки по схеме вытяжки и последующего обратного выдавливания деформируемого металла. Изучение металлографии поковок позволило установить, что получению стабильно проработанной структуры фланцев способствует деформация при пониженных температурах. Установлено, что использование эффекта вытяжки позволяет избежать локализацию деформационных процессов в прилегающих к пуансону верхнего инструмента областях поковки, характерную для процесса выдавливания, переходников и обеспечить высокое соответствие и распределения технология наибольшей накопленной деформации профилю чистовых деталей – топливных систем. Простая дешёвая изготовления фланцев одноручьевой открытой горячей штамповкой из максимально осаженных в конических бойках или листовых заготовок обеспечивает получение мелкозернистой равномерно деформированной полигонизованной структуры поковок с малым размером коагулянтов интерметаллидов по границам зёрен. В результате сформулированы следующие выводы. 1. Для изучаемых типов фланцев целесообразно их формообразование по схеме вытяжки и последующего Такая схема обратного повышает межзёренной выдавливания равномерность деформации, деформируемого как следствие металла. – деформационной проработки, уменьшает деформационный разогрев металла, доминирование сопровождающейся активным ростом зёрен и сплошным выделением по их границам крупных коагулянтов – фазы.

2. В качестве заготовок под штамповку целесообразно использовать прутковые заготовки, осаженные с кантовкой в вогнуто – выпуклых конических бойках до максимального диаметра штамповочного ручья. Приближение заготовки по форме и размерам в плане к форме и размерам штамповочного ручья понижает неравномерность процесса деформации. Степень деформации заготовки на завершающем переходе осадки должна составлять 30 – 50 %, что позволяет деформировать в штампе заготовку, обладающую равномерно проработанной деформированной структурой. Размещение осаженной поковки в штамповочном ручье конусом вверх даёт возможность проработать участки заготовки, наименее продеформированные на завершающем переходе осадки в конических бойках. 3. Дополнительно повысить равномерность деформационной проработки и подавить развитие вязкого межзёренного течения позволяет снижение температуры деформации до величины не более 320 Получаемая структура металла характеризуется С. равномерной мелкозернистостью, отсутствием крупных коагулянтов интерметаллидов, как следствие – повышенной прочностью и пластичностью, а так же герметичностью и стойкостью к развитию межкристаллитной коррозии. 4. Наиболее технологичным является профиль переходника типа 1, в котором диаметры большего и меньшего торца относятся между собой приблизительно как 2 / 1, а высота стенки переходника приблизительно равна сумме высот его торцев. Такие переходники можно получать из фланцев, отштампованных как обратным выдавливанием, так и с эффектом вытяжки, и разработанных с использованием дополнительных (фланец типа 1), либо номинальных уклонов и напусков и уменьшенных удаляемых торцевых припусков (фланец типа 1.1). Ввиду высокой однородности деформированной структуры поковок, предпочтительно формообразование фланцев с использованием эффекта вытяжки. Переходники имеющие отличный от описанного профиль (типов 2 и 3, 2.1. и 3.1.) менее технологичны, так как требуют большего расхода металла, и при этом обладают менее равномерной деформационной проработкой.

Значительное отклонение профиля фланцев от вышеописанных вызывает риск пережима и отрыва центральной части осаженной поковки, при штамповке вытяжкой, либо образование штамповочных зажимов, при штамповке по схеме обратного выдавливания. 5. Наряду с формообразованием фланцев по схеме комбинации вытяжки и обратного выдавливания предварительно осаженных в вогнуто – выгнутых конических бойках заготовок, целесообразно получение фланцев из плоских листовых заготовок. Полученные из листовых заготовок поковки фланцев характеризуются повышенной равномерностью деформированной структуры и практическим отсутствием вязкого межзёренного течения, что нивелирует меньшую, по сравнению с металлом фланцев, полученных из осаженных заготовок, накопленную деформацию. Недостатком технологии получения фланцев из листовых заготовок является повышенный расход металла, и общая дороговизна листового катаного металла относительно металла прессованных прутков. Таким образом, указанные технологии можно 8. рассматривать Штамповка по как альтернативные вытяжки и взаимозаменяемые, с номинальными позволяющие гарантированно получать поковки заданно высокого качества. схеме фланцев технологическими припусками и штамповочными уклонами, а также уменьшение удаляемого торцевого припуска до 5 мм позволяет повысить КИМ на 30 – 40 %.

ВЫВОДЫ ПО РАБОТЕ Разработан новый технологический процесс формообразования с использованием гидравлических прессов осесимметричных поковок типа фланец из алюминиево – магниевых сплавов для дальнейшего изготовления из них деталей ответственного по схеме назначения типа переходник. Технологическая схема процесса предусматривает штамповку в чистовых открытых штампах многопереходной вытяжки. Отказ от предусмотренной объёмной штамповки позволил действующими стандартами схемы формообразования фланцев путём закрытой горячей перевести процесс деформации заготовки фланца с преобладающего межзёренного механизма на внутризёренный. В результате получены штампованные поковки фланцев, обладающие направленной равномерно деформированной мелкозернистой структурой, без крупных коагулянтов интерметаллидов по границам зёрен. Установлены значения технологических параметров, соблюдение которых обеспечивает соответствие чистовых деталей требованиям, предъявляемым к деталям, работающих в составе герметичных сварных узлов ответственного назначения. В результате сформулированы следующие выводы. 1. Получение фланцев из алюминиевого – магниевых сплавов наиболее целесообразно одноручьевой облойной штамповкой по схеме вытяжки. В этом случае деформация протекает с преобладанием внутризеренного механизма, обеспечивая получение равномерно проработанной структуры повышенной сплошности (увеличение значений микротвердости поковки на 5 – 7 %) по сравнению с традиционными способами. 2. Установлено влияние основных технологических факторов на активизацию внутризеренной и подавление межзеренной деформации. К числу наиболее значимых факторов относятся схема деформации и начальная температура деформации. Переход от штамповки выдавливанием на штамповку вытяжкой приводит к снижению интенсивности деформаций и, как следствие, снижению деформационного разогрева поковки, чем обеспечивает подавление межзеренной деформации.

3. Наиболее технологичными с точки зрения объемной штамповки являются переходники с соотношением высоты к диаметру 0,33 и аналогичным соотношением суммы высот торцев переходника к его полной высоте. В этом случае одноручьевая облойная штамповка легко реализуется по схеме вытяжки, и преобладанием механизма внутризёренной деформации обеспечивает повышенное качество поковок и чистовых деталей. 4. С ростом температуры увеличивается интенсивность образования из матрицы твердого раствора стабильной – фазы, которая коагулируется по микропустотам на границах рекристаллизованных зерен. В результате деформированная структура не может соответствовать требованиям, предъявляемым к работающим на герметичность в составе сварных узлов деталям ответственного назначения по параметрам герметичности и стойкости к межкристаллитной коррозии. Удержать интерметаллиды – фазы в составе твёрдого раствора позволяет ограничение температуры деформации в пределах не более 420 – 440 0С, для чего при штамповке на гидравлическом прессе начальная температура заготовки не должна превышать 320 0С, а так же форсированный режим охлаждения поковок. При соблюдении этих условий металл поковки характеризуется равномерной строго направленной мелкодисперсной текстурой повышенной сплошности без крупных коагулянтов интерметаллидов по границам зёрен. Кроме того, осмотическое давление, вызванное нахождением – фазы в составе твёрдого раствора, способствует повышению прочности металла поковки. 5. В процессе исследования влияния степени осадки исходных прутковых заготовок на структуру и свойства штампованных фланцев установлено, что единичная степень деформации, особенно на заключительном переходе осадки, не должна превышать 30 – 50 % во избежании локализации деформационных процессов и развития действия механизма вязкого межзёренного течения. Математическое моделирование различных вариантов фасонирования исходных прутковых заготовок позволило установить, что оптимальным для последующего изготовления фланцев горячей объёмной штамповкой является многопереходная осадка с кантовкой в вогнуто – выпуклых бойках конусностью 70. Такая осадка позволяет получить поковку, обладающую равномерно деформированной в радиальном направлении полигонизованной мелкодисперсной структурой. 6. Разработанный технологический процесс включает в себя: – нагрев мерных заготовок до температуры 320 0С;

– многопереходную осадку с кантовкой цилиндрической прутковой заготовки с единичной степенью деформации 30 – 50 % в вогнуто – выпуклых бойках конусностью 70 на гидравлическом прессе. Степень деформации заготовки определяется исходя из необходимости обеспечения устойчивости заготовки при её осадке (H|0/D0~2,5), с одной стороны, и величиной максимального диаметра штамповочного ручья, в котором должна располагаться заготовка перед штамповкой, с другой;

– одноручьевую чистовую штамповку осаженной заготовки на гидравлическом прессе в открытом штампе по схеме вытяжки. Температура нагрева металла перед деформацией 320 0С. Указанные рекомендации разработаны с учётом использования при осадке и штамповке водно – графитовой смазки АГ–3 по ТУ–6–08–392–77. Соблюдение указанного режима позволяет проводить деформацию с наименьшими неэффективными перемещениями металла, как следствие – избегать локализации деформационных процессов, а так же удерживать максимальную температуру металла в процессе деформации в пределах 370 – 390 0С. Перевод со стандартной схемы формообразования поковок фланцев путём многопереходной закрытой горячей объёмной штамповки на одноручьевую 7. открытую штамповку указанному позволил процессу перевести является процесс штамповка деформации с преобладания межзёренного механизма на внутризёренный. Альтернативным осесимметричных поковок типа фланец с использованием листовых заготовок. Равномерная исходная структура листовой заготовки (плиты) обеспечивает наилучшую равномерность протекания деформационных процессов. Качество поковок, полученных из толстолистовых заготовок выше, нежели полученных из осаженных прутков.

Недостатком формообразования поковок фланцев из листов (плит) является повышенный расход материала и большая трудоёмкость операции раскроя, нежели операции резки. Выбор того или иного способа получения осесимметричных штампованных поковок типа фланец в каждом конкретном случае может быть обусловлен загрузкой имеющегося оборудования, наличием первичных полуфабрикатов и т.п., что повышает производственную гибкость. 8. Установлена поковок достаточность фланцев при формообразовании горячей осесимметричных открытой одноручьевой штамповкой с эффектом вытяжки стандартных припусков и штамповочных уклонов и нецелесообразность их превышения. Установлена так же возможность и целесообразность при формообразовании штампованных поковок типа фланец с эффектом вытяжки уменьшения величины удаляемых технологических припусков на торцах переходников с 12 – 15 мм до 5 мм. Использование таких технологических решений позволяет по сравнению с используемой ранее технологией одноручьевой открытой штамповки повысить КИМ на 30 – 40 %. Сокращение таким образом необходимого для штамповки потребного количества металла позволяет усилить эффект вытяжки, что обеспечивает лучшее соответствие деформационной проработки профилю чистовой детали, снизить неравномерность деформации и деформационный разогрев, как следствие – повысить качество металла поковки. Установленные «Фобос» ОАО оптимальные научно режимы – обработки давлением институт алюминиево – магниевых сплавов внедрены в работе опытного завода «Морской исследовательский радиоэлектроники «Альтаир». На основании результатов работы ОАО «МНИИРЭ «Альтаир» и РГТУ «МАТИ» совместно выпущены соответствующие технологические рекомендации.

Библиографический список 1. В. В. Воробей, В. Е. Логинов. «Технология производства жидкостных ракетных двигателей». Москва, МАИ, 2001, 496 стр, илл. 2. «Свариваемые алюминиевые сплавы». Г. А. Николаев, И. Н. Фридляндер, Ю. П. Арбузов. Москва, «Металлургия», 1990, 296 стр. 3. ОСТ 92 – 1133 – 72 «Назначение и обеспечение ориентировки волокон в типовых штамповках из алюминиево – магниевых сплавов». 4. ОСТ 92 – 1619 – 87 «Заготовки штампованные из алюминиевых сплавов. Типовой технологический процесс горячей объемной штамповки». 5. А. П. Атрошенко, В. И. Фёдоров. «Получение горячей объёмной штамповкой стр. 12 – 13. 6. ГОСТ 92 – 1019 – 81 «Детали из алюминиевых и магниевых сплавов. Технические требования». 7. ОСТ 92 – 9693 – 91 «Детали, изготавливаемые методом горячей объёмной штамповки. Общие требования технологичности конструкции». 8. «Металловедение и термическая обработка цветных металлов и сплавов». Издание третье, переработанное и дополненное. Б. А. Колачев, В. И. Елагин, В. А. Ливанов. Москва, МИСиС, 1999, 416 стр. 9. Диссертация на соискание учёной степени кандидата технических наук инженера Боброва Н. Н. Москва, МАТИ, 1967. 10. «Процессы деформации». В. А. Бэкофен. Перевод с английского под редакцией С. Е. Рокотяна. Москва, «Металлургия», 1977, 288 стр. 11. «Алюминиевые сплавы типа дуралюмин». Ф. И. Квасов, И. Н. Фридляндер. Москва, «Металлургия», 1984, 240 стр. стальных герметичных конструкций». Москва, «Машиностроение», «Кузнечно – штамповочное производство», № 8, 1977, 12.

«Теория обработки металлов давлением.

Сопротивление деформации и пластичность». Н. Г. Колбасников. Издательство С – ПбГУ. Санкт – Петербург, 2000. 314 стр. 13. «Обработка цветных металлов и сплавов давлением». К. Н. Богоявленский, В. В. Жолобов, др. Издание третье. Москва, «Металлургия», 1973, 472 стр. 14. структуры «Эффективность и свойства дислокационных Сборник источников статей вакансий в кристаллах». Б. С. Бокштейн, Л. Г. Корнелюк. «Процессы диффузии, дефекты металлов». под редакцией А. Т. Туманова. Москва.. 15. «Деформируемость металлов и бинарных сплавов». А. С. Тихонов, В. Г. Осипов, С. И. Булат. Москва, «Наука», 1971, 132 стр. 16. «Деформационное упрочнение металлов». М. И. Калачев. Под редакцией В. Н. Чачина. Минск, «Наука и техника», 1980, 256 стр. 17. «Структура и свойства полуфабрикатов из алюминиевых сплавов». Справочник. Под редакцией И. Н. Фридляндера. Издание второе, переработанное и дополненное. Москва, «Металлургия», 1984, 408 стр., илл. 18. «Материаловедение и технология металлов». Издание второе, исправленное. 19. Г. П. Фетисов, М. Г. Карпман, В. М. Матюнин. Москва, Издание М. четвёртое, Н. переработанное др. и «Высшая школа», 2002, 638 стр. «Металловедение». А. И. дополненное. Самохоцкий, Кунявский, Москва, «Металлургия», 1990, 416 стр. 20. «Металловедение алюминия и его сплавов». Справочник. Под редакцией И. Н. Фридляндера. Издание второе, переработанное и дополненное. Москва, «Металлургия», 1983, 280 стр. 21. «О диффузионной ширине большеугловой границы зерна». Б. С. Бокштейн. «Процессы диффузии, дефекты структуры и свойства металлов». Сборник статей под редакцией А. Т. Туманова. Москва.

22.

«Радиационная повреждаемость и свойства сплавов».

А. М. Паршин, А. Н. Тихонов и др. Санкт – Петербург, «Политехника», 1995, 301 стр., илл. 23. «Сопротивление деформации сплава АМг6 при повышенных температурах». С. М. Соседков, С. А. Владимиров, др. Сборник статей «Пластическая деформация лёгких и специальных сплавов». Москва, Металлургия, 1982. 24. «Рекристаллизация металлов и сплавов». С. С. Горелик. Издание второе, переработанное и дополненное. Москва, «Металлургия», 1978, 568 стр, илл. 25. «Влияние проработки на механические свойства и структуру толстых плит из алюминиевых сплавов». А. И. Баканов, Н. Ф. Бочарова, др. Сборник статей. 26. «Исследование деформации и разрушения при эджеровке труднодеформируемых алюминиевых сплавов». В. И. Копнов, Л. М. Коганов. Москва, ВИЛС, «Технология лёгких сплавов», № 2, 1977. 27. «Механические свойства металлов и сплавов при обработке давлением». А. В. третьяков, В. И. Зюзин. Москва, «Металлургия», 1973. 28. «Промышленные и алюминиевые Под сплавы». редакцией Издание Ф. И. второе, Квасова, переработанное дополненное.

И. Н. Фридляндера. Москва, «Металлургия», 1984. 528 стр. 29. Инструкция ВИАМ № 849 – 67. Москва, МАП, 1967. 30. А. И. «Объёмная Колпашников, штамповка С.И. на высокоскоростных др. Куйбышев, молотах». издательство Козий, Куйбышевского авиационного института, 1980, 80 стр. 31. Алюминиевые сплавы. Сборник статей под редакцией И. Н. Фридляндера. Выпуск 3. Деформируемые сплавы. Ю. П. Давыдов, Г. В. Покровский, Н. Б. Кондратьева. Москва, «Машиностроение», 1964.

32. «Зависимость качества поковок из сплава АМг6 от исходной заготовки и величины деформации при ковке» Ф. П. Вербовой, А. А. Калугин, др. Алюминиевые сплавы и специальные материалы. Сборник статей. Выпуск 9. ВИАМ, ОНТИ – 1975. 33. «Энциклопедия машиностроения. «Цветные металлы и сплавы, и композиционные металлические материалы»». Справочник под редакцией И. Н. Фридляндера, том 2 – 3. Москва, «Машиностроение», 2001. 34. «Установление оптимальных значений деформаций при ковке поковок прямоугольной формы». Ф. П. Вербовой, Е. И. Разуваев, др. «Алюминиевые сплавы и специальные материалы». Сборник статей. Выпуск 9. ВИАМ, ОНТИ, 1975, стр. 150 – 156. 35. «Авиационное материаловедение». Б. К. Вульф, К. П. Ромадин. Издание второе. Под редакцией И. И. Корнилова. Москва, «ОБОРОНГИЗ», 1962. 36. «Коррозионная стойкость свариваемых алюминиевых сплавов системы Al – Mg». Алюминиевые сплавы. Выпуск 6. Свариваемые сплавы. Сборник статей под редакцией И. Н. Фридляндера. С. М. Амбарцумян, Н. Б. Кондратьева, др. Москва, «Металлургия», 1969. 37. Ю. П. Давыдов, Г. В. Покровский, Н. Б. Кондратьева. «Алюминиевые сплавы». Справочник. Под редакцией И. Н. Фридляндера. Выпуск 3. Деформируемые сплавы. Москва, «Машиностроение», 1964. 38. «Исследование термомеханической обработки сплавов системы Al – Mg с целью повышения их коррозионной стойкости». В. С. Синявский, В. В. Истомин, В. В. Уланова. «Алюминиевые сплавы. Выпуск 7. Коррозионностойкие конструкционные сплавы». Сборник статей. Труды ВИАМ. Москва, ОНТИ, 1975. 39. «Исследование возможности применения сплава АМг6, нагартованного на 30 % для сварных конструкций». А. А. Педь, В. И. Змеевский, Л. Н. Полякова. Алюминиевые сплавы. Выпуск 6. Свариваемые сплавы. Сборник статей под редакцией И. Н. Фридляндера. Москва, «Металлургия», 1969.

40. «Технологические особенности изготовления каркасных сварных узлов из сплава АМг6». Ю. А. Байдуганов, Б. Ф. Урбанович. Алюминиевые сплавы. Выпуск 7. Коррозионные конструкционные сплавы. Сборник статей под редакцией И. Н. Фридляндера. Москва, ВИЛС, ОНТИ, 1975. 41. Алюминиевые сплавы. Выпуск 3. Деформируемые сплавы. Сборник статей под редакцией И. Н. Фридляндера. Москва, «Машиностроение», 1964. 42. Справочник по сварке. Том 4. Под редакцией А. И. Акулова. Москва, «Машиностроение», 1971, 416 стр. 43. К. А. Кочергин «Контактная сварка». Ленинград, «Машиностроение», ленинградское отделение, 1987, 240 стр. 44. «Проблемы дуговой сварки алюминиевых сплавов» В. И. Рязанцев, В. А. Федосеев, др. Москва, «НИАТ», «Авиационная технология», 1 (14), 1990, стр. 30 – 37. 45. Технология электрической сварки металлов и сплавов плавлением. Под редакцией Б. Е. Патона. Москва, «Машиностроение», 1974. 46. «Структура зон взаимной кристаллизации сварных соединений из алюминиевых сплавов». А. А. Алов, М. В. Самарина, Б. С. Шевченко. ВИЛС. Алюминиевые сплавы. Выпуск 7. Коррозионные конструкционные сплавы. Сборник статей под редакцией И. Н. Фридляндера. Москва, ОНТИ, 1975. 47. В. Л. Руссо «Сварка алюминия и его сплавов». Ленинград, «СУДПРОМГИЗ», 1956, 157 стр. 48. «Исследование коррозионного растрескивания сварных соединений, выполненных из крупногабаритных полуфабрикатов сплава АМг6». В. С. Синявский, И. Г. Лебедева, др. Научно – технический бюллетень ВИЛС. Технология лёгких сплавов. Москва, ОНТИ, № 2, 1977. 49. Н. Н. Прохоров. «Технологическая прочность сварных швов в процессе кристаллизации». Москва, «Металлургия», 1979, 248 стр. 50. «Опыт создания сварных герметичных конструкций из алюминиевого сплава 01570». Н. А. Маркачев, В. А. Ковтун, др. Москва, ВИЛС, «Технология лёгких сплавов», № 5, 1997 год, стр. 14 – 18.

51. «Сварные конструкции. Механика разрушения и критерии работоспособности». В. А. Винокуров, С. А. Куркин, Г. А. Николаев. Под редакцией Б. Е. Патона. Москва, «Машиностроение», 1996, 576 стр. 52. «Связь между вязкостью разрушения и электропроводностью плит из сплава АК 4 – 1 ч». В. В. Телешов, В. Г. Кудряшов, А. П. Головлёва. Москва, ВИЛС, «Технология лёгких сплавов», № 8, 1980 год, стр. 7 – 10. 53. «Металлургия литейных алюминиевых сплавов». М. Б. Альтман. Москва, «Металлургия», 1972, 152 стр. 54. «Проблемы дуговой сварки алюминиевых сплавов» В. И. Рязанцев, В. А. Федосеев, др. Москва, «НИАТ», «Авиационная технология», 1 (14), 1990, стр. 30 – 37. 55. «Водопроницаемость, диффузия и растворимость водорода в деформируемых алюминиевых сплавах». Д. Ф. Чернега, В. Г. Могилатенко, К. И. Ващенко. Москва, «ВИЛС», «Технология лёгких сплавов», № 9, 1980, стр. 9 – 12. 56. «Влияние времени плавки на макроструктуру сплава АМг6» Г.Г. Шадрин, Г. В. Черепок, М. М. Монин. Алюминиевые и специальные сплавы. Труды ВИАМ., стр. 117 – 120. Москва, ОНТИ, 1968. 57. «Теория обработки металлов давлением» Н. П. Громов. Издание второе. Москва, «Металлургия», 1978, 360 стр., илл. 58. «Моделирование процессов обработки металлов давлением (оптические методы)» А. И. Лисицын, В. Я. Остренко. Киев, «Техника», 1976, 208 стр, илл. 59. «Методы исследования процессов обработки металлов давлением (экспериментальная механика)» Н. А. Чиченев, А. Б. Кудрин, Полухин. Москва, «Металлургия», 1977, 312 стр. 60. «Технология кузнечно – штамповочного производства». Я. М. Охрименко. Москва, «Машиностроение», 1976. – 560 стр., илл. 61. «Теория пластических деформаций металлов». Е. П. Унксов, А. Г. Овчинников и др. Москва, «Машиностроение», 1983. – 598 стр.;

илл. П. И.

62. «Машиностроение». Энциклопедия в 40 томах. Том 1 – 3. Книга 1. «Динамика и прочность машин. Теория механизмов и машин». В. А. Постнов. «Методы конечных элементов и методы граничных элементов». Москва, « Машиностроение», 1994, стр. 54 – 67. 63. «Теория обработки металлов давлением». Учебник для ВУЗов. Издание четвёртое, переработанное и дополненное. М. В. Сторожев, Е. А. Попов. Москва, «Машиностроение», 1971. – 424 стр.: ил. 64. «Теория ковки и штамповки». Е. П. Унксов, А. Г. Овчинников, и др. Москва, «Машиностроение», 1992. – 720 стр.: ил. 65. «Авиационные материалы». Справочник. Том 4. Алюминиевые и бериллиевые сплавы. Часть 1. Деформируемые алюминиевые сплавы и сплавы на основе бериллия. Книга 1. Под редакцией С. И. Кишкина, И. Н. Фридляндера. Москва, ОНТИ, 1982. 66. «Лаборатория металлографии». Е. В. Панченко, Ю. А. Скаков. Издание второе. Москва, «Металлургия», 1965, 440 стр, илл. 67. «Микротвёрдость металлов». В. М. Глазов, В. Н. Вигдорович. Москва, государственное научно – техническое издательство литературы по чётной и цветной металлургии, 1962. 68. «Методы измерения твёрдости». А. Г. Колмаков, В. Ф. Терентьев, М. Б. Бакиров. Москва, «Интермет инжиниринг», 2000 г., 128 стр., илл. 69. «Теория ковки и штамповки». Е. П. Унксов, А. Г. Овчинников, У. Джонсон, В. Л. Колмагоров и др. Москва, «Машиностроение», 1992. – 720 стр.: ил. 70. ОСТ 1.41187 – 78 «Заготовки штампованные. Допуски на размеры и припуски на обработку». 71. ОСТ 1.41188 – 78 «Заготовки штампованные. Конструктивные элементы». 72. ОСТ 3980–76 «Штампы на молоты, прессы, горизонтально – ковочные машины. Расчёт и конструирование». 73. ОСТ 92 – 1008 – 77 «Штамповки и поковки из алюминиевых сплавов. Технические требования».

74. ГОСТ 2789 – 73 «Шероховатость поверхности. Параметры и характеристики». 75. «Алюминиевые и специальные сплавы». А. И. Мурзов, В. Г. Позднеев «Расчёт нестационарных температур при осадке». Труды ВИАМ. Москва, ОНТИ, 1968, стр. 218 – 225. 76. «О некоторых закономерностях развития пластической деформации при горячей деформации высоких заготовок». Ю. Н. Куренков, Г. Г. Москвичёв, др. Алюминиевые сплавы и специальные материалы. Труды ВИАМ. Выпуск 9. Москва, Онти, 1975, 300 стр., илл. 77. «Механизм и условия образования несплошностей при пластическом формоизменении алюминиевых сплавов». А. И. Мурзов, В. Г. Позднеев. Труды ВИАМ, выпуск 9. Москва, ОНТИ, 1975. 78. «Совершенствование технологии производства штампованных заготовок барабанов авиационных колёс из сплава АК6». А. М. Штерензон, М. П. Богоярков, др. Москва, ВИЛС, «Технология лёгких сплавов», № 3, 1996. 79. «Контактное трение и смазки при обработке металлов давлением». Е. И. Исаченков. Москва, «Машиностроение», 1978, 208 стр. 80. «Напряжения и разрывы при обработке металлов давлением». М. Я. Дзугутов. Издание второе. Москва, «Металлургия», 1974, 280 стр, илл. 81. «Пористость – источник дефектов в поковках из сплава АК6». П. П. Петруньков. Москва, ВИЛС, «Технология лёгких сплавов», № 4, 1978, стр. 44 – 49. 82. «Физико – химическая природа хрупкого разрушения слитков и полуфабрикатов из алюминиевых сплавов». А. И. Мурзов, Р. Н. Нафикова. Труды ВИАМ, выпуск 9. Москва, ОНТИ, 1975. 83. «Исследование влияния схем ковки и установление оптимальных степеней деформации при получении поковок из сплава В93». А. И. Мурзов, П. Н. Силаев, др. Труды ВИАМ, выпуск 9. Москва, ОНТИ, 1975, стр. 149 – 159.

84. «Производство полуфабрикатов с использованием осадки в выпукло – вогнутых плитах». Под редакцией Н. И. Корягина. Москва, ВИЛС, 1985. 85. «Моделирование процесса осадки моно – и слоистых образцов из сплавов АМг6 и АМБ1 на выпукло – вогнутых плитах». С. Т. Басюк, В. Г. Юшко, К. П. Зверев. Москва, «Металлургия», ВИЛС, 1985, стр. 41 – 49. 86. «Совершенствование штамповки дисков из титановых сплавов путём интенсификации деформации заготовок в выпукло – вогнутых конусных бойках». А. А. Довбня, В. К. Смирнов, др. Москва, ВИЛС, «Технология лёгких сплавов», июнь 1991, стр. 67 – 75. 87. «Моделирование осадки на выпукло – вогнутых бойках с переворотом». Л. И. Белков. Москва, ВИЛС, «Технология лёгких сплавов», номер 2, 1990, стр. 37 – 39.

ПРИЛОЖЕНИЯ «Утверждаю» Генеральный директор – Генеральный конструктор ОАО «МНИИРЭ «Альтаир» _ Климов С. А. «» февраля 2004 г.

АКТ ВНЕДРЕНИЯ Настоящий Акт составлен в том, что технологические решения, разработанные в диссертации на соискание учёной степени к.т.н. по теме «Совершенствование процесса штамповки осесимметричных фланцев из алюминиево–магниевых сплавов» аспиранта РГТУ – «МАТИ» им. К. Э. Циолковского Головкина П. А., опробованы в полном объёме, показали положительные результаты, и рекомендованы к внедрению в структуре работы опытного завода «Фобос» ОАО «МНИИРЭ «Альтаир».

Главный технолог ОАО «МНИИРЭ «Альтаир» – начальник ЛТО ОЗ «ФОБОС» Песков В. Н. «» февраля 2004 г.

«МАТИ» – РГТУ им. К. Э. Циолковского ОАО «КОНЦЕРН ПВО «АЛМАЗ – АНТЕЙ» ОАО «МНИИРЭ «АЛЬТАИР» ТЕХНОЛОГИЧЕСКАЯ РЕКОМЕНДАЦИЯ Совершенствование процесса штамповки осесимметричных фланцев из алюминиево–магниевых сплавов Головкин П. А. под редакцией проф., д.т.н. Галкина В. И.

Москва, 2004 г «Утверждаю» Генеральный директор – Генеральный конструктор ОАО «МНИИРЭ «Альтаир» проф., к.т.н. Климов С. А.

«Утверждаю» Ректор «МАТИ» – РГТУ им. К. Э. Циолковского проф., д.т.н. _ Петров А. П.

ТЕХНОЛОГИЧЕСКАЯ РЕКОМЕНДАЦИЯ Совершенствование процесса штамповки осесимметричных фланцев из алюминиево–магниевых сплавов Головкин П. А. под редакцией проф., д.т.н. Галкина В. И.

Москва, 2004 г 1. Назначение рекомендации Рекомендация содержит технологические параметры процесса одноручьевой открытой горячей объёмной штамповки осесимметричных поковок типа фланец из алюминиево – магниевых сплавов (групп 6, 7 по ОСТ 92 – 1133 – 72 «Назначение и обеспечение ориентировки волокон в типовых штамповках из алюминиево – магниевых сплавов»), служащих для изготовления подвергающихся торцевой сварке чистовых деталей типа конический переходник (рис. 1), работающих на герметичность в составе сварных узлов ответственного назначения. Рекомендация составлена на основе результатов исследования переходников трёх характерных типов (таблица 1). Таблица 1.

S S1 S Рис. 1. Профиль типичной детали типа переходник Соотношение основных геометрических размеров типичных переходников Тип детали Соотношение размеров Наибольший Dб.m. / Dм. m. Dб. m / Н об.

1,4 1,4 1,4 3, Dб.m. / Нб.m.

19, Dм.т. / Нм.m.

4, 1 2 диаметр (Dб.т.) 195 195 2,2 19,5 2,7 3,0 15,3 4,0 Примечание: S = 2,5 мм;

S1 = 3 мм.

2. Обоснование Регламентируемый действующим ОСТ 92 – 1133 – 72 процесс получения осесимметричных поковок типа фланец из алюминиево – магниевых сплавов предусматривает формообразование поковок методом многоручьевой закрытой горячей объёмной штамповки с использованием гидравлических прессов. При этом основной задачей является обеспечение перпендикулярности деформированных волокон металла поковки в зоне торцев чистовой детали плоскости будущего сварного шва (группы 6, 7 ОСТ 92 – 1133 – 72), и общее соответствие направления деформированных волокон профилю чистовой детали (группа 7 ОСТ 92 – 1133 – 72). Такой процесс трудоёмок и дорог, что не соответствует мелкосерийному характеру производства комплектующих изделий новой техники. Действующий ОСТ 92 – 1619 – 87 «Заготовки штампованные из алюминиевых сплавов. Типовой технологический процесс горячей объемной штамповки» предусматривает следующие режимы нагрева и деформации алюминиево – магниевых сплавов (таблица 2). Установлено, что деформация указанных сплавов вблизи верхнего температурного предела и высокие степени деформации за переход приводят к активной локализации деформационных процессов и значительному местному деформационному разогреву. При деформации металла в штампах указанные явления усугубляются. В результате поковки не соответствуют предъявляемым требованиям (ОСТ 92 – 1133 – 72). Таблица 2. Марка сплава Температурный Максимально Максимально режим допустимая степень допустимая температура 0 деформации, С деформации, % нагрева, 0С АМг2 300 – 470 90 470 АМг3 320 – 430 60 470 АМг5 320 – 430 60 450 АМг6 300 – 430 60 450 Примечание: деформация производится на гидравлических прессах по схеме осадки в плоско – параллельных бойках 3. Исходные материалы и применяемое оборудование Прессованные прутки из сплавов АМг2, АМг3, АМг5, АМг6 в состоянии поставки М по ОСТ 92 – 0920, химический состав в соответствии с ГОСТ 4784. Горячекатанные плиты из сплавов АМг2, АМг3, АМг5, АМг6 в состоянии поставки М по ГОСТ 17232 – 71, химический состав в соответствии с ГОСТ 4784. Смазка водно – графитовая СОЖ АГ–3 ТУ 6–08–392–77. Гидравлические прессы со скоростью перемещения инструмента 0,2 – 0,3 м / с. Электрические печи с принудительной рециркуляцией атмосферы и контролем температур по ГОСТ 3044. 4. Принципиальная схема технологического процесса Технологическая схема усовершенствованного процесса штамповки осесимметричных алюминиево – магниевых сплавов включает в себя следующие изменённые по отношению к ОСТ 92 – 1619 – 87 операции. Первый вариант 1. Нагрев мерной прутковой заготовки до температуры не более 320 0С. 2. Осадка с кантовкой нагретой заготовки в вогнуто – выпуклых бойках конусностью 7 – 100. Количество переходов осадки определяется условием максимума деформации за переход 30 %. Осадка производится до момента достижения равенства диаметра осаженной заготовки диаметру большего торца штампованной поковки фланца. Отношение высоты к диаметру мерной заготовки должно быть приближено к верхней границе сохранения ею устойчивости при осадке. 3. Охлаждение полученных поковок до температуры цеха. 4. Нагрев до температуры не более 320 0С. 5. Открытая чистовая штамповка фланца.

Формообразование поковки протекает по комбинированной схеме вытяжки с последующим обратным выдавливанием. При штамповке осаженная заготовка устанавливается выпуклой стороной вверх, навстречу перемещению инструмента (рис. 2). Второй вариант 1. Получение цилиндрических толстолистовых заготовок. Диаметр заготовки определяется равенством диаметру большего торца штампованной поковки фланца. 2. Нагрев заготовок до температуры не более 320 0С. 3. Открытая чистовая штамповка фланца. Проведение деформированной процесса деформации по описанным режимам без обеспечивает получение штампованных поковок, обладающих равномерно мелкозернистой полигонизованной структурой крупных коагулянтов интерметаллидов по границам зёрен. Разработка чертежа поковки Разработанный технологический процесс за счёт использования эффекта вытяжки позволяет для ряда конфигураций чистовых деталей (таблица 1), несмотря на сложность профиля последних, ограничиться стандартными штамповочными напусками и уклонами. Достигаемое утонение осаженной под штамповку заготовки за счёт повышения равномерности деформационных процессов и корреляции с профилем чистовой детали позволяет сократить величину удаляемых торцевых припусков (ОСТ 92 – 1133 – 72) с 12–15 до 5 мм. деформирующего Рис. 2. Положение заготовки в штампе Влияние предлагаемых технологических схем на распределение накопленных деформаций и температур по сечению штампованных поковок фланцев Математическая модель (рассчитана с помощью конечно–элементного программного продукта QForm) распределения накопленных деформаций по сечению поковок фланца типа 1, полученных по предлагаемым технологиям, представлено на рис. 3.

а) б) Рис. 3. Математическая модель распределения деформаций (линии Лагранжа) по сечению фланца типа 1 (облой удалён), полученного по первому (а) и второму варианту (б) предлагаемой технологии. На рис. 4 и 5 приведены зависимости величины накопленных деформаций и температур от типа и степени осадки исходной заготовки для поковки фланца типа 1, разработанного по предлагаемой методике. В предпоследних с правой стороны точках кривых представлены данные для поковок, полученных из максимально осаженных в конических бойках прутковых заготовок, в последних точках кривых – для случая применения толстолистовых заготовок. Расположение контрольных точек, точек максимальных и минимальных значений накопленных деформаций и температур, а также положение чистовой детали в сечении типичной поковки фланца представлено на рис. 6. Во всех случаях максимумы накопленных деформаций и температур имеют место в районе верхнего торца поковок близ облойного мостика, а минимумы – в районе внешнего закругления между нижним торцем и дном поковок.

Рис. 4. Зависимость распределения накопленной деформации (в логарифмических единицах) по сечению фланца типа 1 из сплава АМг6 от схемы формообразования и типа заготовки Рис. 5. Зависимость распределения температур по сечению фланца типа 1 из сплава АМг6 от схемы формообразования и типа заготовки.

max 6 5 4 2 min Рис. 6. Расположение чистовой детали и контрольных точек по сечению штампованной поковки фланца. Из рисунков следует, что следование предлагаемой методике является эффективным методом повышения равномерности деформации, снижения разброса температур и опасности перегрева металла штампованных поковок фланцев.

напуск напуск « (1,0 – 1,3) (1,3 – 1,8) (1,8 – 2,5) (2,5 – 3,7) (3,7 – 4, 0) (4,0 – 4,3) Рис. 50. Различно деформированный металл (12*10) поковок из сплавов АМг3 (сверху) и АМг6 (снизу). Степень проработки структуры представлены в условных баллах и логарифмических единицах деформации (в скобках).

Pages:     | 1 ||



© 2011 www.dissers.ru - «Бесплатная электронная библиотека»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.