Гидропрессование металлов - Колпашников А.И., Вялов В.А.

Автор: Колпашников А.И. Вялов В.А.

Теги: технология обработки без снятия стружки в целом: процессы, инструмент, оборудование и приспособления библиография и библиографии каталоги обработка металлов металловедение

Год: 1973

Похожие

Теория обработки металлов давлением

Послушный металл

Ультразвуковая обработка материалов

Журнал "Tехника - Молодёжи", 1972 №01

Текст

A. И. Колпашников
В. А.Вялов
ГИ Д РОП РЕССОВАНИ Е
МЕТАЛЛОВ
А. И. КОЛПАШНИКОВ
В. А. ВЯЛОВ
ГПДРОПРЕССОВАНИЕ
МЕТАЛЛОВ
МОСКВА «МЕТАЛЛУРГИЯ»
1973
УДК 621.777:01
УДК 621.777 : 01
Гидропрессование металлов. К о л п а ш и и к о в А. И., В я л о в В. А.
М., «Металлургия», 1973, 296 с.
В книге приведены сведения о состоянии теории и практики гид-
ропрессования на основе анализа технической литературы и произ-
водственного опыта советских и зарубежных авторов. Дана срав-
нительная характеристика различных способов прессования. Изло-
жены вопросы проектирования и расчета оборудования и инстру-
мента для осуществления процессов гидропрессования. На основе
теоретического и экспериментального анализа процессов гидропрес-
сования показан инженерный метод расчета основных технологичес-
ких параметров; освещены вопросы технологии гидропрессования
широкой группы цветных металлов и сплавов; дан анализ влияния
процесса гидропрессования на качество прессизделпй; рассмотрены
перспективы развития процессов гидропрессования. Книга предназ-
начена для инженерно-технических работников металлургических за-
водов и научно-исследовательских институтов, специализирующихся
в области прессования металлов. Ил. 106. Табл. 37. Список лит.:
156 пазв.
к 3103—090
040(01)—73
74—73
© Издательство «Металлургия». 1973.
ОГЛАВЛЕНИЕ
Сгр.
Предисловие 5
Введение 6
Глава I. АНАЛИЗ ОСНОВНЫХ СПОСОБОВ ПРЕССО-
ВАНИЯ 9
1. Теоретические предпосылки . 9
2. Основные направления развития технологии
прессования..................................... 15
3. История развития процесса гидропрессования . 25
4. Основные схемы и классификация процессов
гидропрессования ... 31
5. Основные преимущества процессов гидропрес-
соваппя 39
Глава II ОБОРУДОВАНИЕ И ИНСТРУМЕНТ 45
1 Установки с вынесенным источником давления
жидкости.................... . 46
2 Установки прямого действия ... 54
3. Способы уплотнения пуансона и матрицы 80
4. Плунжер, матрица, заготовка 90
5. Контейнер 97
Глава III. ЭЛЕМЕНТЫ ТЕОРИИ ГИДРОПРЕССОВАНИЯ
1. Основные свойства жидкостей 108
2. Схема действующих сил 116
3. Давление выдавливания 121
4. Угол конуса матрицы ... 124
5. Характер трения при гндропрессовании . 126
6. Температурно-скоростные условия процесса
гидропрессования ... 129
7 Влияние противодавления 137
8. Характер течения металла при гидропрессо-
вании . .140
9. Расчет оптимального количества жидкости для
осуществления процессов гидропрессования . 143
10. Схема расчета оптимальных технологических
параметров процесса гидропрессования . 146
Глава IV. ТЕХНОЛОГИЯ ГИДРОПРЕССОВАНИЯ . 149
I. Выбор рабочей среды и смазки для холодного,
теплого и горячего гидропрессования 149
2. Подготовительные операции.................. 160
I
3
Стр.
3. Стабилизация процессов гпдропрессованпя . 168
4. Некоторые особенности технологии гидромеха-
нического прессования и прессования с проти-
водавлением . . ...... 175
5. Технология гидропрессоваипя с нагревом заго-
товки .... . . . . 183
6. Механизация и автоматизация процессов гид-
ропрессоваипя ............................. 190
7. Гпдропрессованпе алюминиевых и медных
сплавов 194
8. Гпдропрессованпе сталей и титановых сплавов 206
9. Гпдропрессованпе жаропрочных сплавов иа ни
келевои основе . 228
Глава V. КАЧЕСТВО ГИДРОПРЕССОВАННЫХ ИЗДЕ-
ЛИИ . 245
1. Свойства гидропрессоваппых изделий из алю-
миниевых сплавов 245
2. Сталь .... 252
3. Титановые сплавы 254
4. Жаропрочные и тугоплавкие металлы п сплавы 261
Глава VI. ПЕРСПЕКТИВЫ РАЗВИТИЯ ТЕХНОЛОГИИ
ГИДРОПРЕССОВАИИЯ 276
Список литературы ... . . .... 289
ПРЕДИСЛОВИЕ
Книга посвящена вопросам выдавливания металлов
и металлических материалов жидкостью высокого давле-
ния, а также средами, подобными жидкостям. Рассмат-
риваемые процессы имеют ряд названий: гиростатиче-
ское прессование, гидроэкструзия, гидромеханическое
прессование и др. Авторы считают, что наиболее удач-
ным собирательным термином для всех перечисленных
процессов является термин «гидропрессование метал-
лов».
Трудно привести какой-нибудь аналогичный пример,
когда новая технология таким коренным образом улуч-
шала бы процесс, как это мы наблюдаем при применении
гидропрессовапия.
Основу книги составило описание исследований, про-
веденных авторами на кафедре «Технология обработки
металлов давлением» МАТИ при участии А. А. Федоро-
ва, Л. Н. Сергеевой и др. Исследование и разработку
промышленных технологических процессов гпдропрес-
сования металлов авторы проводили па металлургиче-
ских и машиностроительных заводах с участием и при
большой помощи проф. докт. техн, наук В. А. Ливанова,
кандидатов технических паук К- И. Кузнецова, Т. А. Ми-
хина, В. А. Цыпера, Р. П. Колесникова, Д. И. Брослав-
ского, инженеров С. Ф. Якушина, М. И. Ветшева,
С. М. Файпброн, М. Я- Телиса, А. А. Кондратьева и др.
Авторы выражают глубокую благодарность рецензен-
там проф. докт. техн, паук Р. И. Барбанелю и докт. техн
паук Е. М. Макушку за цепные советы, данные ими при
просмотре и редактировании рукописи.
При подготовке рукописи к печати авторам оказали
большую помощь инженеры А. П. Петров и В. Н. Безпо-
сиков.
5
ВВЕДЕНИЕ
В Директивах XXIV съезда КПСС по пятилетиему
плану развития народного хозяйства СССР на 1971—
1975 гг. предусмотрено всемерное развитие машинострое-
ния, авиа- и судостроения, приборостроения, химической
промышленности, атомной энергетики и других отраслей
народного хозяйства — основных потребителей прутков,
профилей и труб из черпых и цветных металлов и спла-
вов. Прессование металлов является прогрессивным,
а иногда единственно возможным методом получения
профилей различных форм поперечных сечений и боль-
шой длины.
В настоящее время прессованием получают изделия
почти из всех металлов и сплавов. Развитию процесса
прессования способствовали работы советских и зару-
бежных исследователей, направленные на освоение раз-
личных способов прессования, таких как прессование со
смазкой, холодное прессование, обратное прессование,
прессование с противодавлением и др. Однако каждый из
указанных методов имеет существенные недостатки. На-
пример, при прессовании титановых сплавов со смазкой
матрицы выходят из строя через каждые 10—15 прессо-
вок. При прессовании трудподеформируемых алюминие-
вых сплавов скорости истечения металла приходится ог-
раничивать, так как при превышении определенных (кри-
тических) скоростей, зависящих от свойств сплава,
температуры прессования и других факторов, на поверх-
ности прессизделий появляются трещины, так называе-
мый «ерш». При выдавливании через очко матрицы де-
формации в металле распределяются весьма неравномер-
но, что приводит к анизотропии механических свойств
в продольном и поперечном направлениях прессизделий.
Основные недостатки процесса прессования связаны
с наличием значительных по величине сил трения между
6
деформируемым металлом и прессовым инструментом.
Исследования, направленные на создание жидкостных
условии трения (прессование с обильной смазкой, при-
нудительная подача смазки в контактную зону очага
деформации и др.), привели к разработке гидростатичес-
кого метода прессования (гидроэкструзии), сущность
которого заключается в выдавливании металла не жест-
ким пуапсоном, а жидкостью высокого давления.
При гидростатическом прессовании создается благо-
приятная схема напряженно-деформированного состоя-
ния металла. Высокий уровень гидростатического давле-
ния приводит к существенному повышению пластичности
металлов и дает возможность обрабатывать давлением
наиболее труднодеформируемые металлы. Благодаря от-
сутствию сил трения в контейнере и жидкостным услови-
ям трения в контактной зоне очага деформации обеспе-
чивается наибольшая равномерность распределения де-
формации при истечении металла через очко матрицы.
«... Высокоэффективный способ обработки металлов
с помощью жидкости под большим давлением..., — ска-
зал А. Н. Косыгин па сентябрьском Пленуме ЦК КПСС
в 1965 г., —.. позволяет обрабатывать металлы, даже
трудно деформируемые, с очень большой точностью, улуч-
шать свойства металлов, сократить производственные
площади, упростить технологическое оборудование и ве-
сти обработку па высоких скоростях»1.
Важную роль для развития метода гидростатического
прессования сыграли работы ученых в области физики
твердого тела при высоких давлениях. Так, опыты Кар-
мана [1] по осаживанию мрамора и песчаника в услови-
ях всестороннего сжатия жидкостью высокого давления
позволили сделать вывод, что пластичность мрамора про-
является тем больше, чем резче выражена схема объем-
ного сжатия, т. е. чем больше отношения и (где
оу — максимальное по абсолютной величине главное нап-
ряжение) .
Фундаментальные исследования по физике твердого
тела при высоких давлениях провел американский уче-
ный Бриджмен. Опыты Бриджмена показали, что высо-
кое давление, уменьшая расстояние между атомами ве-
* А. Н. Косыгин. Доклад на Пленуме ЦК КПСС 27 сентября
19G5 г. Политиздат, 196b, с. 14.
7
щества, приводит к существенным изменениям многих
его физических свойств. [2—4].
Осуществить гпдроэкструзию металла впервые уда-
лось советским ученым Б. И. Бересневу, Ю. П. Рябинину,
JL Д. Лившицу под руководством Л. Ф Верещагина в
1956 г. Прутки высокого качества были получены при
гидростатическом прессовании с противодавлением
[5-9].
В последнее время значительно возрос интерес к ре-
шению проблемы практического использования процес-
сов гидростатического прессования. В Советском Соку е
данной проблемой занимаются физические и физико-тех-
нические институты АП СССР, АН БССР и АН УССР,
отраслевые институты ЭНИКОМАШ, ВШ1ПМЕТЛ1АШ,
ЦНИИТМЛШ, УралНИИЧМ, ВНИИТС, Ленинградский
завод «Красный выборжец», учебные институты МИСиС,
MATH, а также другие научно-исследовательские орга-
низации и промышленные предприятия.
Наметились основные направления в исследовании
процессов гидропрессования:
1. Разработка теории гидропрессования.
2. Разработка оснастки и оборудования для осуще-
ствления процессов гидропрессования.
3. Совершенствование технологии гидропрессования.
4. Внедрение процессов гидропрессования в промыш-
ленность.
По результатам исследований издан ряд статей и не-
сколько монографий. Большинство трудов посвящено
теории гидропрессования и физике процесса, очень мало
освещены вопросы технологии гидропрессования. Недо-
статочно исследованы процессы гидропрессования с на-
гревом металла заготовки. Нет простой методики инже-
нерного расчета основных технологических параметров
процесса гидропрессования. Отсутствуют рекомендации
по технико-экономическому анализу рентабельности
внедрения процессов гидропрессования для конкретных
групп сплавов и изделий.
Целью издания настоящей монографии и явилось
более широкое о шакомлепие специалистов с особенно-
стями процессов гидропрессования, причем основное
внимание уделяется выявлению главных преимуществ
процессов гидропрессования и способам реализации их
в промышленных условиях.
Глава I
АНАЛИЗ ОСНОВНЫХ СПОСОБОВ
ПРЕССОВ U1HH
1. ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ПРЕДПОСЫЛКИ
При прессовании металл заготовки выдавливается из
замкнутой полоски контейнера через очко матрицы.
Рассмотрим напряженно-деформированное состояние
металла при прессовании (рис. 1) [10]. Центральные
слои металлической заготовки ориентированы вад отвер-
стием и имеют меньшее сопро-
тивление истечению, Именно
этим объясняется неравномер-
ное распределение напряже-
ний с минимумом в центре
прессшайбы.
Радиальные напряжения
постепенно снижаются при
движении металла в контейне-
ре и через очаг деформации.
Это объясняется тем, что при
движении металла возникают
большие по величине силы
контактного трения на поверх-
ности контейнера и матрицы.
Из рассмотрения схемы
распределения напряжений
Рис. 1. Схема сил и напряже-
ний, действующих иа прессуе-
мый металл [10]:
Z — торцовые напряжения; II
радиальные напряжения; HI —
главные деформации удлинения

ясно, что основным видом напряженного состояния прес-
суемого металла является неравномерное всестороннее
сжатие, а деформации удлинения в основном пассивные,
так как удлинения происходят главным образом за счет
превышения поперечных сжимающих сил над продольны-
ми сжимающими без участия растягивающих сил [10].
Благодаря осевой симметрии процесса радиальные и ок-
ружные сжимающие напряжения и деформации укороче-
ния равны между собой, т. е. справедливы соотношения
N = N < l°il;
+ ^2 “Ь б3 = 0;
V--2&J- 2б3,
(1)
9
где Oi, с2, °з—главные нормальные напряжения;
6Ъ б2, 63— главные деформации.
Запишем тензор напряжений в главных нормальных
напряжениях:
Gj О О
О ог2 О
О 0 о3
(2)
и разложим на сумму двух тензоров. Составляющим од-
ного из них возьмем гидростатическое давление Оср
__________ Р1 ~Т СТ2 ~Т СТ3 .
иср
3
70=
°сР о О
О °сР о
О 0 аср
(3)
(4)
Учитывая, что для прессования сггр<;0, можно сказать,
что тело под действием шарового тензора находится в ус-
ловиях всестороннего равномерного сжатия. Например,
тело помещено в сосуд высокого давления и со всех сто-
рон на пего равномерно давит жидкость. Каким бы вы
соким пи было давление жидкости, оно не может приве-
сти к остаточному формоизменению тела, т. е. составлен-
ный шаровой тензор вызывает только упругие деформа-
ции уменьшения объема. Однако известно о процессе
аллотропического превращения графита в алмаз, где ша-
ровой тензор ог(р~ 100 тыс. ат в сочетании с температу-
рой Т = 15004-2000°С вызывает изменение формы за счет
перестроения кристаллической решетки в сторону более
плотпоупаковапной [12].
Вычитая из тензора напряжений шаровой тензор,
получим девиатор напряжений, от которого зависит из-
менение формы:
Та-Т°- Da=
ох - стср 0
0 о2 — Сер
о о
о
о
^8 *^Ср
(5)
Такое разложение справедливо для любого способа об-
работки металлов давлением, однако при прессовании
шаровой тензор имеет максимальную величину (при
прочих равных условиях). Это обстоятельство позволяет
ю
яри прессовании более полно использовать ресурс пла-
стичности металлов. Кроме того, при прессовании мы мо-
жем искусственно повысить шаровой тензор, прессуя с
противодавлением [13, 14] (рис. 2). Для выдавливания
необходимо, чтобы
Pi -Ръ= Рв,
(6)
где Pi — давление в рабочем контейнере;
р2—давление в камере противодавления;
рв— давление выдавливания.
Высокий уровень гидростатических давлений, созда-
ваемый в процессах прессования, составляет важнейшее
его преимущество по сравнению с другими способами об-
работки давлением.
Основные недостатки процесса прессования связаны
с наличием значительных но величине сил трепия между
Ряс. 2. Схемы прессования с
подпором [13]:
а — удельное усилие подпора
меньше пт; б — удельное усилие
подпора больше <*т
Рис. 3. Эпюры напряже-
ний в очаге деформаций:
а — дополнительных, обу-
словленных трением;
б — дополнительных,
обусловленных неравно-
мерностью теплового по-
ля: в — дополнительных
суммарных (а+б); г —
основных; д — рабочих
11
деформируемым металлом и прессовым инструментом.
Силы контактного трепня искажают основную схему на-
пряженно-деформированного состояния.
Внутренние слои металла движутся быстрее пери-
ферийных, так как последние заторможены силами тре-
ния и, кроме того, вынуждены проходить больший путь в
очаге деформации. В результате появляются дополни-
тельные напряжения: в периферийных слоях — растяги
вающие, так как каждый внутренний слой, двигаясь бы-
стрее соседнего внешнего, увлекает его за собой, а во
внутренних — сжимающие, так как каждый внешний
слой сдерживает движение соседнего внутреннего. Та-
ким образом, возникает зона наружных слоев с дополни
тельными продольными напряжениями растяжения,
уменьшающимися по направлению от периферии к оси,
и зона внутренних слоев с дополнительными напряже-
ниями сжатия, увеличивающимися по направлению к
оси (рис. 3, а).
Контактное трепне в процессе прессования увеличивает
неравномерность деформации. Неравномерность дефор-
мации при прессовании определяется изгибом ранее пря-
мых поперечных линий координатной сетки или различием
ранее одинаковых деформированных состояний от-
дельных элементарных объемов прессуемого метал-
ла[10].
Каковы же последствия неравномерности напряжен-
ного и деформированного состояний? Дополнительные
растягивающие напряжения, перекрывая основные сжи-
мающие, приводят к появлению рабочих растягивающих
напряжений. Как известно, растягивающие напряже-
ния активизируют межкристаллитный механизм дефор
нации, при достаточном развитии которого наступает
разрушение металла. На поверхности прессизделий появ-
ляется . арактерпый дефект — «ерш». Именно поэтому
приходится ограничивать скорости истечения трудподе-
формируемых алюминиевых сплавов (ии=14-3 м!мин).
Ряд металлов в силу этого вообще невозможно обраба-
тывать прессованием без противодавления: вольфрам,
ниобий, высоколегированные жаропрочные сплавы иа пи
келевой основе: ЖС6-КП, ЭП-109, ЭП-202 и др.
Неравномерность деформаций приводит к анизотро-
пии механических свойств по длшю и сечепию прессизде-
лий, к формированию неравномерной структуры. Хорошо
12
известей дефект структуры пресСизделии — крупнокри-
сталлический ободок, возникающий после рекристалли-
зации (рис. 4).
Картина усугубляется при горячем прессовании не-
равномерностью теплового поля по сечению заготовки
вследствие захолаживания периферийных слоев при кон-
такте их с оолсе холод- ——
ным инструментом и из-
за неравномерности теп-
ловыделения при дефор-
мационном разогреве
(рис. 3).
На рис. 3 пунктирной
линией показано рас-
пределение дополнитель-
ных и рабочих напряже-
ний в очаге деформации
Рис. 4. Схема расположения крупно-
кристаллического ободка в прутке
алюминиевого сплава, прессованного
прямым методом без смазки [II]
(стрелка показывает направление исте-
чения металла)
периферийно-поточном ме-
тоде прессования.
Неравномерность деформации прп прессовании может
усугубляться значительным различием формы поперечно-
го сечения заготовки и готового изделия. Прессование
металлов ведут, как правило, из круглого контейнера, ис-
пользуя круглый слиток, полученный методом полуне-
прерывного литья. Поэтому при прессовании профилей
сложного поперечного сечения распределение деформа-
ций по длине и сечению изделий исключительно неравно-
мерно в силу асимметрии деформации.
Неравномерность деформации и напряжений приво-
дит к неравномерности скоростей истечения металла.
Последнее обстоятельство часто служит причиной неис-
правимого брака — коробления прессизделий и даже
нарушения их сплошности. Эффективное средство борь-
бы с указанным недостатком — максимально возможно®
приближение формы заготовки к форме прессизделия.
Технология полунепрерывного литья позволяет получать
слитки сложного поперечного сечения [15]. Однако прес-
сование подобного слитка значительно усложнит и удо-
рожит технологию изготовления контейнера, прессшайбы
и прессштемпеля, имеющих сложное поперечное сечение.
Кроме того, переход с круглого слитка па фигурный вы-
зовет увеличение усилия прессования в связи с увеличе-
нием трения пропорционально увеличению периметра по-
перечного сечения равновеликого слитка, поэтому
13
Т' Т" =П'1П",
где Т' и ТТ—соответственно сила трения и периметр
круглого слитка;
Т'р и ГГ—соответственно сипа трения и периметр
профилированного слитка.
Например, при переходе па квадратное сечение П'1П"=
= 1,13, при переходе на прямоугольное сечение при соот-
ношении сторон а=2в отношение П'1П"=\,2, при пере-
ходе на сечение в форме квеста П'1П"= 1,52.
В связи с указанным выше па практике применяют
прессование из квадратного или прямоугольного кон-
тейнера с овализацней краевых участков. При прессова-
нии более сложных профилей частичное выравнивание
деформаций достигают смешением центра тяжести про-
филя, МНОГО11ИТОЧНЫМ прессованием с «паразитным» от-
верстием. Последний способ связан с увеличением отхо-
дов металла и снижением производительности процесса.
Недостаток процесса прессования — неизбежность
распрессовки слитка в начальной стадии процесса, что
приводит к нерациональному расходу ресурса пластич-
ности и упрочнению материала заготовки.
При прессовании малопластичных труднодеформиру-
емых сплавов степени деформации (до 10%). которые
воспринимает металл на стадии распрессовки, могут ис-
черпать его ресурс пластичности. При выходе из отвер-
стия в матрице металл начнет растрескиваться, и все ме-
роприятия, направленные па улучшение процесса тече-
ния металла, будут неэффективны.
Большие силы контактного трения служат причиной
исключительно высокой энергоемкости процесса прессо-
вания. Запишем усилие, необходимое для выдавливания
металла, в виде сумм составляющих [10]:
-- Ru + ткр + тм 4- т„ 4- Т|1р, (7)
где /?м—силы, возникающие от внутреннего трения,
противодействующего осуществлению основ-
ной деформации в условиях отсутствия кон-
тактного трения;
Ткр— силы трения, возникающие на боковой поверх-
ности контейнера и иглы (при ее наличии);
11
Ты — силы трения на поверхности обжимающей ча-
сти пластической зоны;
Тп — силы трения на поверхности калибрующего
пояска;
Тир — силы трения на поверхности прессшайбы
Более 60% усилия тратит-
ся на преодоление сил трения.
На рис 5 приведены инди-
каторные диаграммы различ-
ных способов прессования.
Наклонный участок соответ-
ствует уменьшению составля-
ющей Ткр по мере уменьше-
ния поверхности трения. Из-
за резкого возрастания уси-
лия приходится ограничивать
длину слитка 1/D '4.
Силы трения вызывают
снижение стойкости прессово-
го инструмента. Так, напри-
Рис. 5. Индикаторные диаграм-
мы различных способов прессо-
вания:
/ — прямое прессование; 2 — об-
ратное прессование; 3 — гидро-
прессование
мер, при прессовании титановых высокопрочных сила-
вов матрицы приходится менять после 8—15 прессовок.
Из-за появления центральных прессутяжин прессова-
ние ведут с прессостатком.
2. ОСНОВНЫЕ НАПРАВЛЕНИЯ РАЗВИТИЯ
ТЕХНОЛОГИИ ПРЕССОВАНИЯ
В настоящее время известен ряд методов уменьше-
ния технологической неравномерности деформации.
Часть из них уже освоена промышленностью или нахо-
дится в процессе освоения, другая часть — в стадии раз-
работки или исследования. К этим методам относятся
следующие [16]:
1. Уменьшение сил контактного трения на рабочих
поверхностях контейнера и матрицы.
2. Повышение общей степени деформации.
3. Расчленение очага деформации на ряд локальных
зон.
4. Изменение продольных профилей матрицы и пресс-
шайбы
5. Изменение направления истечения металла отно-
сительно направления движения прессшайбы.
15
Рис. 6. Прессование в пла-
стичной оболочке:
/ — пластичная шайба;
2 — заготовка; 3 — пластич-
ная оболочка
6. Искусственное повышение пластичности деформи-
руемого металла в процессе прессования.
7. Механическое воздействие па характер микроде-
формаций прессуемого металла.
8. Искусственное или принудительное увеличение ско-
рости течения металла из периферийной зоны заготовки
в процессе прессования.
Подробный анализ всех перечисленных методов
уменьшения неравномерности деформации мы делать не
будем. В настоящей работе изла-
гается оценка степени эффектив-
ности, рассматриваются основ-
ные достоинства и недостатки,
а также указываются существу-
ющие и возможные области при-
менения каждого метода.
Уменьшить внешнее трение
возможно посредством разделе-
ния деформируемого металла и
инструмента слоем технологиче-
ской смазки или мягкой метал-
лической оболочкой (рис. 6).
Этот метод нашел широкое при-
менение в промышленности, так
как позволяет снизить рабочие
напряжения прессования, уменьшить неравномерность
деформации, повысить стойкость инструмента.
В настоящее время для холодного и горячего прессо-
вания подобраны смазки на основе графита, стекла,
слюды, сульфидов молибдена и др., что позволяет пла-
стически обрабатывать большинство прессуемых метал-
лов и сплавов. Однако применение смазок не гаранти-
рует бездефектность продукции по прессутяжинам.
К тому же использование пастообразных и жидких сма-
зок вызывает образование па прессизделиях плен, пузы-
рей, отслоений и пр. (при избытке смазки). Вместе с тем
при недостаточном и неравномерном распределении тех-
нологической смазки образуются риски и борозды, за-
трудняется отделение прессостатка от матрицы [17, 18].
В целом режим деформации даже при использовании
высокоэффективных смазок характеризуется значитель-
ной неравномерностью, а применение пластических обо-
лочек для прессования хрупких и тугоплавких металлов
16
и сплавов [19, 20] препятствует обработке их с доста-
точной степенью обжатия, так как основная доля об-
щей деформации будет сосредоточиваться в слое обо-
лочки.
Таким образом, метод уменьшения сил контактного
трения посредством смазок, как метод снижения нерав-
номерности деформации, хотя и получил широкое рас-
пространение в промышленности, по-видимому, исчер-
пал себя.
Повышение общей степени деформации при прессо-
вании приводит к увеличению гидростатического давле-
ния, что повышает равномерность распределения на-
пряжений по углу раствора матрицы и увеличивает об-
ласть пластических деформаций за счет зоны застоя
металла [21]. Одновременно происходит возрастание
дополнительных сдвигов. Это заметно усугубляет нерав-
номерность деформации [10, 17]. Наибольшая неодно-
родность механических свойств прессизделий находится
в пределах 35% еср 92% с максимумом (по ов) при
60% (еср—средняя степень обжатия, ов—предел проч-
ности прессуемого материала) [17].
Повышение степени деформации—эффективное
средство уменьшения неравномерности деформации, так
как оно автоматически увеличивает гидростатическое
давление. Однако это имеет место лишь при очень боль-
ших величинах деформации (еср>92%), что связано со
значительными энергозатратами и тяжелым режимом
работы прессового инструмента. Положение усугубля-
ется, если учитывать энергосиловые и скоростные осо-
бенности прессования малопластичных сплавов и стали.
В практике прессования вязкопластичных материалов
применяют двукратный и даже трехкратный процесс
выдавливания с целью получения необходимой общей
деформации, что нерентабельно. Поэтому повышать сте-
пень обжатия повсеместно нельзя даже при использо-
вании в будущем новых высокопрочных инструменталь-
ных сталей. К тому же этот метод пе решает основных
проблем прессования.
Расчленение очага деформации на ряд локальных
зон происходит при двух процессах: прессовании через
многоканальные матрицы и ротационном прессовании.
Процесс прессования через многоканальные матрицы
предложен и внедрен в промышленность Спарксом
2—739
17
(США), описан в довольно большом числе работ [10,
22] и используется для получения полуфабрикатов из
легких сплавов.
При изучении описываемого процесса установлено
сравнительное снижение неравномерности истечения
и уменьшение зон застоя. Вместе с тем отмечено, что он
отличается большой производительностью, повышенным
выходом годного. Однако, по общему мнению [10, 21,
22], прессование через многоканальные матрицы как
метод уменьшения неравномерности деформации имеет
частное значение и не обеспечивает принципиального
улучшения характера истечения.
Ротационное прессование (выдавливание) через вра-
щающуюся шариковую матрицу находится па стадии
разработки и лабораторных исследований (изучение ве-
дется в Московском институте стали и сплавов). Прове-
денные эксперименты показали', что этот способ позво-
ляет сместить сдвиговую деформацию из основной осе-
вой зоны прессуемого прутка в узкую периферийную
зону (опа составляет 10—15% всей площади попереч-
ного сечения прессизделия). Область применения опи-
сываемого ротационного прессования еще не определе-
на, однако он представляет интерес с точки зрения
возможности снижения усилия прессования через шари-
ковую матрицу в 3—5 и более раз. По-видимому, бла-
годаря неизбежному сосредоточению деформации в пе-
риферийной зоне прессизделий, получаемых при рота-
ционном прессовании (выдавливании), этот процесс
можно применять при обработке биметаллических заго-
товок. Однако указанное явление увеличивает градиент
скорости истечения, тем самым препятствуя решению
основной проблемы прессования изделий из монометал-
лических заготовок.
Изменение продольных профилей матрицы и пресс-
шайбы как метод уменьшения неравномерности дефор-
мации применяют в промышленности давно. Многочис-
ленными исследованиями установлено, что указанный
метод действепен лишь при прессовании из смазанного
контейнера. В этих условиях существенное уменьшение
4 Я. М. О х р и м е п к о. Способ ротационного прессования через
вращающуюся шариковую матрицу Тезисы XXI конференции
МИСиС, 1967.
18
Градиента скорости истечения и сдвиговой деформации,
т. е. снижение общей неравномерности течения, наблю-
дается при использовании глубоких матриц с углом ко-
нусности, меньшим или равным 45 град. [10, 21]. Для
матриц также необходим падежный и высокоэффектив-
ный режим смазки (например, система принудительной
подачи смазки в зону деформации через матрицу) [10].
Если учесть, что при прессовании через глубокие матри-
цы неизбежны большой отход в прессостаток и низкое
качество поверхности прессизделий, то становится по-
пятным, почему в промышленности распространены мат-
рицы с углом конусности больше 60 град [10, 17, 21].
Установлено также [10], что использование выпук-
лых прессшайб уменьшает прессостаток, но создает ус-
ловия для значительного увеличения прессутяжки l-ro
рода. Применение же вогнутых прессшайб приводит
к обратным результатам. Совместное использование
конусных матриц п вогнутых прессшайб позволяет
осуществить непрерывный процесс прессования без цен-
тральных прессутяжин, однако для этого необходимо
применение специальных высокоэффективных смазок
[23, 24].
В заключение можно отметить, что изменения про-
дольных профилей матрицы и прессшайбы значительно
влияют на характер течения лишь в начальной и завер-
шающей стадиях прессования, по не устраняют кинема-
тически обусловленную неравномерность истечения ме-
талла.
Изменить направление истечения металла относи-
тельно направления движения прессшайбы можно в про-
цессах обратного, двустороннего, бокового и углового
прессования.
Обратный способ прессования, предложенный и внед-
ренный в промышленность Джендерсом [17], характе-
ризуется отсутствием пассивных сил трения на рабочей
поверхности контейнера (рис. 7).
Вместе с тем отсутствие зоны застоя у матрицы при
обратном прессовании способствует переходу дефектов
и загрязнений поверхностного слоя заготовки на по-
верхность прессизделий, а процесс прессования с пресс-
рубашкой для удаления загрязнений невозможен в свя-
зи с тем, что напряжения сдвига в поверхностном слое
заготовки у матрицы недостаточны для образования
2*
19
топкой лрессрубашки [10, 21]. Эти недостатки ограни-
чивают применение обратного прессования.
Исследования процесса двустороннего прессования
позволяют сделать вывод, что он занимает промежуточ-
ное положение между прямым и обратным процессами
с точки зрения режима и степени неравномерности де-
формации. В промышленности
Рис. 7. Обратное прессов?,
пне [10]
прессование с двусторонним
истечением до сих пор не по-
—- лучило распространения [10,
21]. Имея ряд эксплуатацион-
ных и технологических досто-
ипств в связи с кинематиче-
скими условиями течения ме-
талла, оно не позволяет ре-
шить основной вопрос о придании деформации при прес-
совании равномерного характера. В целом проведен-
ный анализ показывает, что при существующей кинема-
тической схеме процессов прессования изменение на-
правления истечения металла не устраняет неравномер-
ный характер деформации.
Искусственное повышение пластичности деформиру-
емого металла при прессовании обеспечивается приме-
нением противодавления со стороны выходного конца
прессизделия. В настоящее время прессование с проти-
водавлением [19, 25] занимает ведущее место среди
других процессов обработки тугоплавких и пизкопла-
стичпых металлов и сплавов. Повышение пластичности
этих материалов достигается созданием резко выражен-
ной схемы всестороннего сжатия, близкого к равномер-
ному. При этом исключается возможность появления
трещин при пониженных степенях деформации, так как
противодавление устраняет появление остаточных рас-
тягивающих напряжений при выходе прессизделия из
капала матрицы.
Однако описываемый процесс по сравнению с про-
цессами прессования без противодавления осуществля
ется при пониженных скоростях прессования, а меха-
низм течения не имеет существенных преимуществ. При-
менение этого процесса ограничивается, по-видимому,
областью пластической обработки тугоплавких, жаро-
прочных и хрупких сплавов. При обычном прессовании
трудно создать постоянное противодавление, так как
20
непрерывное увеличение поверхности трения при исте-
чении металла приводит к непрерывному возрастанию
противодавления.
Воздействие на механизм микродеформаций прессу-
емого металла наблюдается в процессах ударного
(взрывного) прессования, впбропрессовапия и прессо-
вания с наложением ультразвуковых колебаний.
Взрывное прессование (выдавливание) [26J иссле-
дуют применительно к трудподеформируемым сплавам.
В условиях динамического нагружения ударной волной
в прессуемом сплаве происходят кинематические явле-
ния, вызывающие повышение его пластичности. Резуль-
таты лабораторных и промышленных экспериментов
свидетельствуют о больших возможностях этого процес-
са в области выдавливания точных изделий заданной
формы.
Вибропрессование находится в начальной стадии ла-
бораторного исследования [27]. Обнаружено, что нало-
жение виброколебаний вызывает заметное снижение на-
пряжения контактного трения и давления истечения,
уменьшение неравномерности деформаций. Однако ра-
дикального улучшения режима деформации при истече-
нии металла не установлено. Процесс прессования с на-
ложением ультразвуковых колебаний сопровождается
более значительным улучшением указанных характери-
стик [28], так как воздействие ультразвука качественно
глубже и способно изменять кинетику деформации: ко-
лебательные напряжения вызывают увеличение количе-
ства микросдвигов при большей равномерности их рас-
пределения. Процесс исследован еще недостаточно, по
имеющиеся результаты свидетельствуют о том, что сни-
жение микронеравпомерности деформаций вызывает
лишь уменьшение сопротивления деформации, тогда как
устранения технологической неравномерности деформа-
ции не происходит.
Искусственное или принудительное увеличение ско-
рости течения металла из периферийной зоны заготовки
достигается в процессах изотермического, периферийно-
поточного и активного прессования. Технология изотер-
мического прессования предусматривает выполнение
двух условий: равенство температуры металла заготов-
ки и контейнера, а также обеспечение отвода деформа-
ционного тепла с целью предотвращения локального
21
повышения температуры металла в очаге деформации.
Блок контейнера изготовляют из жаропрочных сплавов
на никелевой основе. Наибольшую работоспособность
в условиях изотермического прессования при 700--900° С
имеют контейнеры, изготовленные из сплава ЖС6-КП.
Контейнер в процессе работы находится в печи с соот-
ветствующими нагревателем и теплоизоляцией. В каче-
стве смазки применяют стекла различных составов. При
температуре контейнера смазка размягчается и благода-
ря этому обеспечивает в процессе прессования па всех
участках контакта металла заготовки с инструментом
надежную пленку. Равномерное распределение темпе-
ратуры по сечению заготовки и улучшение условий
смазки обеспечивают более равномерное течение метал-
ла и распределение деформаций, устранение жестких
зон (даже при прессовании через плоскую матрицу) [29].
Недостаток процесса — дороговизна контейнера и гро-
моздкость оснастки. Описанную технологию применяют
при прессовании трудподеформируемых металлов
и сплавов на основе железа, титана и никеля [29, с. 3—
5; 30].
Изотермические условия прессования трудподефор-
мируемых сплавов на основе алюминия достигают при-
менением водоохлаждаемой матрицы [31] или автома-
тическим регулированием скорости прессования [32].
Проводят эксперименты по применению так называемо-
го градиентного нагрева, при котором температура на-
чальной части заготовки на 150—200 град выше темпе-
ратуры задней части. При этом пагреве избыточное
количество тепла в зоне деформации отводится в специ-
ально педогретую часть заготовки, помещаемую кпресс-
шайбе [33].
Периферийно-поточный процесс прессования [34]
осуществляют па прессах прямого действия с использо-
ванием заготовок, специально нагретых неравномерно:
металл в осевой зоне заготовки нагрет меньше, чем в пе-
риферийной. В результате течение металла из перифе-
рийной зоны заготовки происходит интенсивнее. Это
позволяет значительно уменьшить градиент скорости
течения и даже изменить характер деформации.
Возможности периферийно-поточного прессования
в достаточной мере еще не выяснены, однако его осо-
бенности обсуждены в ряде теоретических работ, в кото-
22
рых использовался также опыт прокатки биметалличе-
ских заготовок (например, [10] и др.).
Дополнительные напряжения, являющиеся следст-
вием сил трения и перегрева периферии заготовки, в од-
них и тех же слоях имеют разные знаки и взаимно унич-
тожают друг друга, вследствие чего выравнивается
эпюра рабочих напряжений (см. пунктирную линию па
рис. 3).
В целом можно заключить, что процесс периферийно-
поточного прессования представляет значительный инте-
рес вследствие своей возможности существенно изме-
нять режим деформации в условиях существующей кон-
структивной схемы прессования. Но этот процесс может
найти широкое применение лишь при прессовании с вы-
сокоэффективной смазкой, так как повышение контакт-
ного трения вызывает значительную сдвиговую де-
формацию, особую по своей структуре. Последнее
обстоятельство объясняется тем, что быстротекущий пе-
риферийный поток металла тормозится, с одной стороны,
внешним трением, а с другой—вязкостью металла в по-
догретой (т. е. в более прочной) осевой зоне заготовки.
Это может явиться причиной образования «горячих»
трещин и внутренних разрывов в прессизделиях [11].
Необходимо отметить также, что создание градиен-
та температурных полей в заготовке и регулирование их
представляют значительные технические трудности.
В работах [35—37] описаны основные принципы про-
цесса прессования с активным трением на контейнере *,
который впервые исследовал в лабораторных условиях
и в настоящее время разрабатывается и внедряется
в промышленность [38] (рис. 8,а).
Активный способ прессования осуществляется в ус-
ловиях одновременного принудительного перемещения
прессштемпеля и контейнера от отдельных приводов,
причем в движении контейнер опережает прессштемпель
в 1,3 и более раз. С целью достижения максимального
напряжения трения активного действия па рабочей по-
верхности контейнера процесс ведется без смазки.
Между тем известно, что при прямом горячем прессо-
вании без смазки на преодоление внешнего трения при-
ходится примерно 50—60% от общих энергозатрат
* Патент (США), № 2675125, кл. 207—9, 1954.
23
[17—19]. Следовательно, активным прессованием мож-
но ликвидировать недостатки, свойственные существу-
ющим процессам прессования, а главное — устранить
вредный градиент скорости течения металла через капал
матрицы.
Прессование с активным трением ограничено произ-
водством прессизделий из прочных металлов и сплавов,
обнаруживающих в горячем и холодном состояниях вы-
а
Рис. 8. Прессование с активным трением:
а -прессование с принудительным движением контейнера [381; б преесваль-
цовка [39]
сокие фрикционные свойства. Кроме того, для промыш-
ленного использования активного способа прессования
необходимы специальные гидропрессы двойного дейст-
вия, оснащенные самостоятельными приводами пуансо-
на и контейнера, позволяющими развивать усилия до
80% от полного усилия прессования.
Прессвальцовка — второе интересное направление
развития процессов прессования с активным трением,
причем активным участком в данном случае является
матрица, выполненная в виде двух принудительно (или
свободно) вращающихся валков (рис. 8,6) [39].
Устранение затормаживающего действия сил трения
в очке матрицы при прессовании, обеспечиваемое заме-
ной неподвижного очка матрицы вращающимися валка-
ми, позволяет снизить неравномерность деформации.
В результате этого снижается общее усилие деформиро-
вания и удельное усилие на стенки контейнера. Помимо
этого, благодаря вращению валков поверхность очка из-
нашивается меньше, чем при обычном прессовании, так
как участки поверхности валков поочередно вступают
в контакт с деформируемым металлом. Улучшаются
и условия смазки, которая при вращении валков непре-
рывно поступает в очаг деформации. Как показывают
проведенные работы, прессвальцовкой можно изготов-
лять детали переменного сечения типа стержня с одной
2'1
и двумя головками, симметричные и асимметричные
[39, 40].
Проведенный анализ развития технологии прессова-
ния показывает, что созданы и успешно внедряются
в промышленность процессы, позволяющие существен-
но снизить технологическую неравномерность деформа-
ции, однако достигается это, как правило, частичным
улучшением условий течения металла на отдельных
участках его объема.
Мы подробно остановились па анализе основных не-
достатков процесса прессования и основных направле-
ниях усовершенствования процесса с тем, чтобы более
убедительно показать основные преимущества процес-
сов гидропрессования. Фактически ист такого недостат-
ка процесса прессования, который бы частично или пол-
ностью не был устранен при гидропрессовапии.
Как было показано в п. 1 настоящей главы, основ-
ные недостатки процесса прессования связаны с нали-
чием больших сил контактного трения, оказывающих
тормозящее действие на всех участках движущегося ме-
талла заготовки. Поэтому при почти полном устранении
этих сил трения, что имеет место при гидропрессовапии,
очевидно, возможно коренное улучшение процесса.
3. ИСТОРИЯ РАЗВИТИЯ ПРОЦЕССА ГИДРОПРЕССОВАНИЯ
Идея получения изделий методом прессования ме-
таллов жидкостью высокого давления впервые была
выдвинута в 1893 г. англичанином Джеймсом Робертсо-
ном [41]. Однако в то время она пе получила техниче-
ского воплощения. Как известно, первый пресс для вы-
давливания прутков из сплава дельта-металл был пред-
ложен А. Диком в 1894 г. [42]. Таким образом, можно
считать, что развитие процессов прессования и гидро-
прессовапия шло параллельно. Более того, процесс полу-
чения свинцовых труб, предложенный еще в 1797 г. [43]
и являющийся прототипом процесса прессования, мож-
но рассматривать как первую попытку осуществления
гидропрессования. Он состоял в том, что расплавленный
свинец, помещенный в чугунный котел, выдавливали
ручным насосом через длинную трубу, являющуюся мат-
рицей.
Разработка процессов гпдроэкструзии явилась ре-
25
зультатом поиска исследователей в двух направлениях.
Первое направление — совершенствование процесса
прессования. Авторы этого направления стремились уст-
ранить вредное влияние сил контактного трепня па всех
участках движения деформируемого металла. В 1924 г.
Джендерс предложил обратный метод прессования, при
котором благодаря отсутствию взаимного перемещения
металла заготовки и контейнера не расходуется мощ-
ность пресса на преодоление сил трения, возникающих
при перемещении металла в контейнере.
Применение смазки позволило существенно улуч-
шить процесс прессования и расширить группу прессуе-
мых металлов. Так, например, разработанные в СССР
в 1952 г. стеклосмазки [19] позволили успешно прессо-
вать титановые сплавы. В дальнейшем стеклосмазку
стали применять для прессования жаропрочных спла-
вов на никелевой основе.
Предварительное нанесение смазки на заготовку или
инструмент не обеспечивает наличие постоянной и на-
дежной смазочной пленки в процессе прессования, так
как смазка может полностью или частично выжиматься
из контактной зоны очага деформации. Поэтому иссле-
дователи ищут способы непрерывной подачи смазки
в процессе прессования.
Представляет интерес способ, разработанный фир-
мой Ugine Sejournet [44]. Способ состоит в том, что
твердую при комнатной температуре шайбу из стекло-
смазки закладывают в контейнер так, что опа занимает
объем мертвой зоны очага деформации. Затем в коп
тейпср подается заготовка, нагретая до 900—1200° С.
При этой температуре стеклосмазка размягчается и вме-
сте с движущимся металлом выносится в контактную
зону очага деформации, благодаря чему достигается па-
дежная смазочная пленка между инструментом и дефор-
мируемым металлом в течение всего цикла прессования.
После освобождения контейнера от прессостатка в него
снова помещают стеклошайбу и повторяют цикл прес-
сования. Способ Сежурпе широко применяют в настоя-
щее время при горячем прессовании труднодеформируе-
мых металлов.
Для создания надежной равномерной смазочной
пленки в процессе прессования при самых различных
температурах исследователи разрабатывают способы пе-
26
прерывной принудительной подачи смазки в контактную
зону очага деформации На рис. 9 приведена схема
прессования с принудительной и непрерывной подачей
смазки [45]. Давление смазки должно быть того же
порядка, что и напряжения в металле в контактной зо-
не. В рассматриваемом способе такие давления созда-
ются непосредственно от усилия прессования, так как
матрица, опираясь па
масляную подушку 2, со-
здает необходимое дав-
ление в смазке. Смазка
перетекает по специаль-
ным отверстиям в матри-
це 1 в контактную зону
очага деформации. Боль-
шое преимущество спо-
соба — самоустапавли-
вающаяся пропорцио-
нальность между давле-
нием смазки и напряже-
нием в деформируемом
металле, что гарантирует
равномерное и непре-
рывное попадание смаз-
ки в контактную зону при
вания.
Рис. 9. Схема прессования с принуди-
тельной подачей смазки к поверхности
матрицы (Розанов Б. В.):
/ — каналы подвода смазки; 2— каме’
ра сжатия смазки
колебаниях усилия прессо-
Любую схему гидроэкструзии можно рассматривать
как логическое завершение развития способа прессова-
ния с принудительной подачей смазки к поверхности
инструмента.
Для тугоплавких и радиоактивных металлов, а так-
же порошковых материалов применяют технологию
прессования в пластичной оболочке, для которой исполь-
зуют мягкие сорта стали, медь и другие высокопластич-
пыс и низкопрочпые материалы [19].
При высоких температурах и напряжениях указан-
ные оболочки можно рассматривать как квазижидкую
среду, передающую давление и обеспечивающую па-
дежную смазочную прослойку между деформируемым
металлом и прессовым инструментом. По описываемой
технологии (см. рис. 6) заготовку трудподеформируе-
мого материала 2 помещают в стакан 3, изготовленный
из высокопластичпого материала. Сверху в стакап
27
вставляют заглушку 1, выполненную из того же мате-
риала. Собранную таким образом заготовку с пластич-
ной оболочкой помещают в печь и нагревают до
требуемой температуры. После выдержки при этой тем-
пературе заготовку вместе с оболочкой переносят в кон-
тейнер пресса и производят выдавливание.
Второе направление развития гидроэкструзии — ра-
боты ученых в области физики твердого тела при высо-
ких и сверхвысоких давлениях.
Еще в 1888 г. Галлок применил жидкость высокого
давления для деформирования воска и свинца и опро-
верг существовавшую в то время теорию о том, что при
высоких давлениях твердые вещества переходят в жид-
кое состояние. Он показал, что наблюдаемое течение
в твердом состоянии является следствием действия ог-
ромных напряжений.
Первая работа о влиянии гидростатических давле-
ний на механические свойства веществ была опублико-
вана в 1893 г. [12].
Далее следуют известные работы Кармана (1912 г.)
по осаживанию мрамора и песчаника в условиях боко-
вого давления жидкости [1]. Опыты Кармана убеди-
тельно показали связь пластичности с напряженным со-
стоянием материала.
Пластичность вещества проявляется тем больше, чем
резче выражена схема объемного сжатия, т. е. чем боль-
ше отношение <т2/сг± и <т3 <тг (где (Tj—максимальное по
абсолютной величине главное напряжение).
Неожиданные результаты, полученные Карманом,
вызвали большой интерес к изучению особенностей де-
формации различных материалов в условиях высоких
гидростатических давлений
В 1923 г. Адамс подтверждает, что вещества, подоб-
ные известняку и мрамору, допускают деформации сжа-
тия при наличии бокового подпора. Беккер в 1926 г.
предпринял попытку выдавить с помощью жидкости вы-
сокого давления мрамор из отверстия [46]. Несколько
позднее Кик провел аналогичный эксперимент по выдав-
ливанию каменной соли и штамповке монет из мра-
мора [47].
С. И. Губкин [И] обобщил результаты исследований
деформируемости материалов в условиях высоких гид-
ростатических давлений и дал объяснение влияния дав-
28
леиия на пластичность материалов. При высоких гид-
ростатических давлениях возможны лишь сдвиговые де-
формации; межкристаллитные, значительное проявление
которых служит началом разрушения материала, сильно
затруднены. Согласно теории С. И. Губкина, для обеспе-
чения высокой пластичности в хрупких телах необхо-
димо не только наличие трехосного сжатия во всем
объеме деформируемого тела, но и обеспечение условии
возможно более равномерного протекания деформации.
М. В. Растегаеву (1956 г.), опираясь на теорию
С. И. Губкина, удалось получить осадку мрамора до
78% без разрушения, причем боковой подпор был
в 10 раз меньше, чем требовалось Карману для осадки
мрамора па 8—9% [48].
Фундаментальные исследования в области физики
твердого тела при высоких и сверхвысоких давлениях
провел Бриджмен. В 1952 г. он опубликовал схему прес-
сования металлов жидкостью [4]. Впоследствии этот
процесс получил название гидростатического прессова-
ния или гидроэкструзии.
Бриджмен осуществил па своей установке волоче-
ние стальной проволоки в условиях всестороннего дав-
ления жидкости и гидропрсссовапие меди, при этом он
предполагал, что обработка металла жидкостью высоко-
го давления улучшит механические свойства изделий
Однако проведенные исследования не выявили сущест-
венной разШщы в механических свойствах гидроэкстру-
дированного материала и материала, обработанного
обычными методами с той же степенью деформации.
Бриджмен объясняет отсутствие эффекта гидроэкстру-
зии в его работах слишком низкими давлениями жидко-
сти, при которых происходило выдавливание металлов.
Из-за несовершенства технологии гидропрессования,
которую применял Бриджмен, попытка повысить давле-
ние выдавливания приводила к разрушению металла
при выходе из очка матрицы. Поэтому Бриджмен ука-
зывает лишь иа одно преимущество гидроэкструзии,
а именно на возможность повышения разовых и сум-
марных деформаций металлов по сравнению с обычны-
ми методами обработки давлением [2- 4]. После экспе-
риментов, проведенных Бриджменом, значительно воз-
рос интерес к проблеме практического использования
метода гидростатического прессования.
29
Большой вклад в развитие этого процесса внесли
Л. Ф. Верещагин, Б. И. Береснев, Ю. П. Рябинин. Ими
разработай ряд конструкций установок для осуществле-
ния процессов гидропрессования и, в частности, впер-
вые применена схема гидропрессования с противодав-
лением, заложены основы теории и технологии гидро-
прессования, выявлены существенные преимущества
процессов гидропрессоваиия [5—9].
Успешные эксперименты советских исследователей
вызвали большой интерес у специалистов в пашей стра-
не и за рубежом. Начиная с 1958—1960 гг. появляется
большое количество работ, посвященных исследованию
процессов гидропрессоваиия.
У нас в стране решением проблем гидропрессоваиия
начинает заниматься ряд научно-исследовательских ин-
ститутов АН СССР, АН БССР, отраслевых и учебных
институтов, ВНИИметмаш, ЦНИИТмаш, Уральский на-
учно-исследовательский институт черных металлов,
ВНИИТС, МИСиС, MATH.
В работах Б. И. Береснева, Л. Ф. Верещагина,
Л. Ю. Максимова, Л. В. Прозорова, А. А. Коставы и дру-
гих закладываются основы теории гидропрессоваиия.
Работы В. И. Уральского, В. Л. Колмогорова, Г. Д. Коз-
лова, В. И. Залесского, Б. С. Векшина, А. А. Галкина,
А. И. Колпашникова и других посвящены совершенст-
вованию оборудования и технологии гидропрессоваиия.
К 1965—1967 гг. заканчивается лабораторная прора-
ботка процесса, накапливается достаточный фактический
материал, па ряде предприятий проводятся первые про-
мышленные опробования процесса. На Верхпе-Салдип
ском заводе ИФМ АН СССР п УНИИЧМ проводят оп-
робование процесса гидропрессоваиия титановых спла-
вов, ВНИИметмаш проводит опробование процесса гид-
ропрессовапия вакуумной меди па ленинградском заводе
«Красный выборжец», МАТИ проводит широкое опробо-
вание процессов гидропрессоваиия алюминиевых, титано-
вых и жарочных сплавов на металлургическом комбинате.
Под руководством ИФМ АП СССР создаются промыш-
ленные участки по гидропрессовапию вольфрама и молиб-
дена па Московском заводе электровакуумных приборов
и Узбекском комбинате тугоплавких и жаропрочных ме-
таллов.
В настоящее время у пас в стране созданы предпосыл-
30
ки для широкого внедрения процессов гидропрессоваиия
в промышленность.
Большое количество работ по гидростатическому прес-
сованию металлов опубликовали зарубежные авторы
Пью, Лоу, Александер, Грин (Англия), Познер, Паупел,
Фиорентино (США), Совэ (Франция), Пилар, Опдраек
(Чехословакия), Накаи Ясуси (Япония) и др.
В США по вопросам гидропрессоваиия ведут иссле-
дования институт Баттела и Франклина, лаборатория ма-
териалов ВВС, промышленная компания «Western
Electric», недавно организованная национальная корпора-
ция по обработке жидкостью высокого давления. В Вели-
кобритании проблемой практического использования вы-
сокого гидростатического давления занимаются нацио
пальпая машиностроительная лаборатория, лаборатория
топливных элементов реакторов управления атомной
энергии, фирма «Filding» и ряд других научных учрежде-
ний. Во Франции этой проблеме уделяет большое внима
ние исследовательский центр комиссариата по атомной
энергии и др. В Швеции больших успехов в разработке
конструкций промышленных установок для осуществле-
ния процессов гидропрессоваиия достигла фирма ASEA.
4. ОСНОВНЫЕ СХЕМЫ
И КЛАССИФИКАЦИЯ ПРОЦЕССОВ ГИДРОПРЕССОВАИИЯ
На рис. 10 приведены основные схемы гидропрессова-
пия металлов. По способу создания давления в рабочей
жидкости все схемы гидропрессоваиия можно разделить
па две принципиально различные группы:
1. Установки с вынесенным источником давления
жидкости (рис. !(),«).
2. Установки прямого действия—-давление жидкости
в контейнере создастся при непосредственном перемеще-
нии уплотненного пуансона (рис. 10,6) [49].
Обе эти группы имеют преимущества и недостатки.
Установки первого типа имеют следующие преиму-
щества:
1) отсутствуют подви/кпый. уплотнения в контейнере;
2) возможно выдавливание заготовок большого диа-
метра и большой длины;
3) возможно питание нескольких контейнеров от од-
ного источника поочередно [50, с. 126—132].
31
Недостатки установок с вынесенным источником дав-
ления жидкости:
1) громоздкость;
2) большое количество соединительных узлов, требую-
щих специальной системы уплотнения;
3) необходимость применения дефицитных толстостен-
ных труб высокого давления;
Рис. 10. Основные схемы гидропрессо-
вания металлов:
а — компрессорное гидростатическое
прессование; б— бескомпрессорнос (пря-
мое) гидропрессование; в — гидромеха-
ническое прессование, г — гидропрессо-
вание проволочной заготовки; Э—гид-
ростатическое прессование с противо-
давлением
4) значительные потери давления в трубах с каналом
малого диаметра;
5) выдавливание осуществляется при постоянно увели-
чивающемся объеме жидкости высокого давления, что вы-
зывает повышенный расход ее, чрезвычайно опасным ста-
новится конечный момент прессования при разрядке кон-
тейнера;
6) значительная часть энергии расходуется непроизво-
дительно па сжатие большого количества жидкости.
Установки с выпесеппым источником давления жидко-
сти можно разделить па установки компрессорного и
32
мультипликаторпого типа. В установках компрессорного
типа жидкость высокого давления нагнетается через об-
ратный клапан специальным гидрокомпрессором в рабо-
чую полость контейнера.
Основные недостатки компрессорных установок—не-
надежность работы обратного клапана и относительно
низкие (8000--10000 ат) давления жидкости, при которых
обеспечивается надежная работа установок.
Установки мультипликаторпого типа позволяют преоб-
разовывать давление насоса или гидрокомпрессора до
давлений порядка 20000—30000 ат. Однако установки
сложны в эксплуатации и отличаются низкой производи-
тельностью.
Установки прямого действия с непосредственным соз-
данием гидростатического давления жидкости в контей-
нере имеют следующие основные преимущества:
1) для прессования этим методом легко переоборудо-
вать промышленные вертикальные и горизонтальные
прессы;
2) конструкция компактна;
3) выдавливание можно осуществить минимальным
количеством жидкости, которое в процессе прессования
остается постоянным;
4) небольшое количество узлов, требующих специаль-
ной системы уплотнения [51—53];
5) высокая производительность процесса.
Недостатки установок прямого действия:
1) необходимость больших перемещений плунжера
при большой длине заготовок,
2) размещение уплотнений непосредственно в контей-
нере приводит к росту их размеров при увеличении внут-
реннего диаметра контейнера, при этом уменьшается на-
дежность уплотнений.
В последнее время был разработан новый метод гид-
ропрессования металлов, который совмещает метод обыч-
ного прессования с методом гидростатического выдавли-
вания (рис. 10,в). Английские исследователи называют
такой способ усиленным гидростатическим прессованием
[54, 55]. В отечественной литературе способ получил
название «гидромеханическое прессование»1 [56,57,58].
Для осуществления метода гидромеханического прессо-
1 Патент (англ.),№ 1111351, кл. ВЗР, 1968.
3—739
33
йавия необходимым условием является некоторое преоб-
ладание торцового давления пуансона над боковым дав-
лением жидкости и сохранение такого соотношения ука-
занных давлений до конца истечения заготовки через очко
матрицы.
В установке, разработанной английскими исследова-
телями (рис. 10,в), выполнение этого условия достигает-
ся за счет перепуска жидкости через отверстие в пуансо-
не из рабочего контейнера меньшего диаметра во вспо-
могательный контейнер большего диаметра. Соотношение
бокового и торцового давлений на заготовку в процессе
прессивания остается постоянным и определяется по фор-
муле
Г)2_ г)2
-?трц = 1 + -----р , (8)
Рбок £)2
где ртрц— торцовое давление на заготовку;
Рбок — боковое давление на заготовку;
DB — внутренний диаметр вспомогательного контей-
нера;
Dp — внутренний диаметр рабочего контейнера;
DK — диаметр заготовки.
Метод гидромеханического прессования, сохраняя по-
ложительные стороны процесса гидростатического прес-
сования, имеет ряд существенных преимуществ:
1) процесс протекает спокойнее, отсутствует stick-sleep
эффект (выдавливание металла рывками);
2) процесс управляем и можно устанавливать любую
нужную скорость;
3) повышается равномерность истечения металла за
счет неравномерного давления на торце слитка;
4) боковое давление жидкости меньше торцового дав-
ления на 10—20%, вследствие чего напряжения в мате-
риале контейнера снижаются по сравнению с гидроста-
тическим прессованием также на 10 —20%;
5) заготовка жестко зафиксирована в контейнере и
исключена возможность ее перекоса.
Разновидность процесса гидромеханического прессо-
вания— схема полунепрерывного прессования прутка
неограниченной длины, предложенная английскими ис-
следователями [59] (рис. 11).
Питающая заготовка пропускается через отверстие в
прессштемпеле. Зажимающий копус, действующий под
34
давлением жидкости, надежно закрепляет заготовку, не
создавая деформаций, и передает усилие прессования от
поджимающего плунжера заготовке. При смещении плун-
жера жидкость перетекает через предназначенный для
этого капал, поддерживая подпирающую нагрузку.
Способы выдавливания металлов жидкостью высокого
давления значительно расширяют технологические воз-
можности процесса прессования. Легче, чем при обычном
Рис. 11. Схема полунепрерывного прессования прутка неограниченной
длины [59]:
1— пруток-заготовка; 2 штуцер подвода жидкости низкого давления;
3 —• штуцер подвода жидкости высокого давления; 4 — прессуемое изделие;
5 — конусный зажим; 6 —. матрица
прессовании [13], осуществляется процесс гидростатиче-
ского прессования с противодавлением [9] 'рис. 10, д).
Метод гидростатического выдавливания позволяет прес-
совать проволоку. Свернутая в спираль (рис. 10, г) или
намотанная на катушку проволочная заготовка дает воз-
можность значительно сократить габариты контейнера и
увеличить производительность. Приведенные схемы вы-
давливания проволоки наиболее приемлемы для метал-
лов с низкой пластичностью, так как в данном случае от-
сутствуют растягивающие напряжения [60]. В схеме, при-
веденной па рис. 12, для достижения непрерывности
процесса используется активный характер трения. Прово-
лочный пруток непрерывно поступает в контейнер. Кон-
тейнер разбит на ряд зон, в которых создан направлен
пый поток «проталкивающей» жидкости. Вязкость жидко-
сти подбирают так, чтобы продольное усилие вязкого
трения, возникающего при обтекании прутка, было доста-
точным для проталкивания заготовки в формующую зо-
З1
35
Рис. 12. Схема непрерывного процесса гидропрессоваиия проволоки [60]:
/ — пруток; 2 — контейнер; 3 — возвратные каналы; 4 — «проталкиваю-
щая» жидкость; 5—камера; 6 — установка сжатия «проталкивающей*
жидкости; 7 — изделие; 8 — источник высокого давления «формующей*
жидкости
Рис. 13. Схемы гидро-
прессования полых изде-
лий-
а — с неподвижной иг-
лой; б, д — с жесткой
вставкой; в, г — с под-
вижной иглой; е — гидро-
механическое прессование
36
ну. Для успешного протекания процесса необходимо оп-
ределенное превышение давления «формующей» жидко-
сти над осевыми напряжениями.
Схемы гидропрессоваиия труб и полых профилей по-
казаны на рис. 13. Формирование полых изделий мето-
дом гидропрессоваиия можно осуществлять как с непод-
вижной, так и с подвижной иглой. Последнее обстоятель-
ство существенно влияет па распределение напряжений
в материале заготовки. При гидропрессовании с непод-
вижной иглой торцовые и боковые давления равны, а при
гидропцессовапии с подвижной иглой соотношение торцо-
вого и бокового давлений определяется формулой
п2
Ртрц _ н /д\
Рбок D2 -/и ’
где da — диаметр иглы.
При достаточно большой разнице между боковым и
торцовым давлениями может произойти потеря устойчи-
вости заготовки в продольном направлении с образова-
нием гофра или р^спрессовки. Этот недостаток схемы мо-
жет быть устранен компенсацией части площади иглы
[57] (рис. 13, е). Трубная заготовка 6 плотно надевается
на иглу, жестко связанную с прессшайбой 5. Часть пло-
щади иглы, обеспечивающей избыточное торцовое давле-
ние, скомпенсирована с помощью стержня 4, выведен-
ного через уплотнительный узел 2 в полый пуапсоп Z.
Стержень 4 (компенсатор) изготовлен как одно целое с
иглой 7. Матрица 9 уплотняется в контейнере 3 кольцом
10. Конструкция позволяет очень легко регулировать со-
отношение торцового давления на заготовку и бокового
подпора жидкости 8, что достигается изменением соотно-
шения диаметров иглы и компенсатора:
&—d2
Ртрц __ н ком (10)
Рбок D2-d2 ’
где dK0M—диаметр компенсатор^
В зависимости от состояния применяемой рабочей сре-
ды процессы гидропрессоваиия можно разделить на:
1) газостатическое прессование (рабочая среда — газо-
образные продукты); 2) гидростатическое прессование
(рабочая среда — жидкости) и 3) гидропрессование ква-
зижидкими средами (рабочая среда — весьма вязкие
37
жидкости, твердеющие при высоких давлениях, например
порошки на основе графита и другие твердые наполните-
ли, отличающиеся антифрикционными свойствами и ма-
лым сопротивлением сдвиговым деформациям при высо-
ких давлениях и температурах).
Ряд авторов [16, 61, 62] среди процессов гидропрес-
сования выделяет процессы гидродинамического прессо-
вания, отличающиеся высокой скоростью прессования
(более 700 мм/сек).
Очень часто процесс гидропрессования рассматривают
как один из способов холодной обработки металлов дав-
лением. Некоторые исследователи [10, 51] считают про-
цесс гидростатического прессования с нагревом беспер-
спективным по той причине, что горячая гидроэкструзия
снимает эффект холодного гидростатического прессова-
ния (значительное увеличение прочности при сохранении
высокого уровня пластичности). Другие авторы [63] счи-
тают, что процессы горячего гидростатического прессо-
вания в настоящее время сложно разрабатывать по той
причине, что отсутствуют жидкости и смазки, рабочий
диапазон температур которых укладывался бы в пределы
между температурой стенок контейнера 350—400° С и
температурой горячего металла 1000—1200° С.
Однако проведенные нами [64, с. 45—47; 65] и рядом
других авторов [49, 62] исследования показали, что гид-
ростатическое прессование с повышенными температу-
рами имеет ряд существенных преимуществ перед холод-
ным гидростатическим прессованием: а) значительно сни-
жаются усилия прессования; б) отсутствует скачок на-
чального давления, процесс протекает спокойно при уста-
новившемся постоянном давлении; в) при правильном
выборе жидкости металл не налипает на инструмент и
качество поверхности прутка получается хорошим.
Процессы горячего гидростатического прессования мо-
гут быть успешно внедрены в промышленность на суще-
ствующем оборудовании, при этом по сравнению с обыч-
ным процессом прессования значительно увеличивается
стойкость прессового инструмента, повышается общий
уровень механических свойств прессизделий, причем поч-
ти полностью отсутствует анизотропия свойств в продоль-
ном и поперечном направлениях
3S
5. ОСНОВНЫЙ ПРЕИМУЩЕСТВА ПРОЦЕССОВ
ГИ; (РОПРЕССОВАНИЯ
Преимущества процессов гидропрессования можно
разделить на три основные группы:
1. Более полное использование пластических свойств
материалов.
2. Расширение технологических возможностей про
цесса.
3. Улучшение свойств прессизделий.
Более полному использованию ресурса пластичности
способствует ряд замечательных особенностей процес-
сов гидропрессования.
1. При гидропрессовании не возникает осадка, неиз-
бежная при обычных процессах прессования (распрес-
совка заготовки на первой стадии). Это устраняет одну
из причин разрушения хрупких материалов.
До начала процесса истечения при прессовании жест-
ким пуансоном заготовка должна быть осажена на ве-
личину
_в(2+’8)
сос- —
(1 + 6)2
+2,6 —
’ Е
1 + 0,65-^)
fl + 1,З^Й
\ Ё )
S
Dh
(П)
где еос — деформация осадки;
Е — модуль упругости материала контейнера.
При обычных для практики холодного прессования
значениях относительного радиального зазора б =0,02 и
давления рв =200 кГ/мм2 величина осадки еос=6,5По-
следовательно, при прессовании жестким пуансоном
ресурс пластичности хрупких металлов может быть пол-
ностью или в значительной степени использован уже на
стадии распрессовки [50, с. 17—26].
2. В процессе деформации материал находится под
высоким гидростатическим давлением, что приводит к су-
щественному повышению его пластичности и дает воз-
можность обрабатывать давлением наиболее трудноде-
формируемые материалы.
39
3. Благодаря тому, что па большей части очага де-
формации существует жидкостное трение, создаются
благоприятные для пластической деформации условия.
Это позволяет обеспечить наибольшую равномерность
распределения деформации по сечению и почти полно-
стью устранить действие дополнительных растягиваю
щих напряжений. Это обстоятельство также способству-
ет более полному использованию ресурса пластичности
материала.
4. Гидропрессовапие дает возможность легко осу-
ществлять процесс истечения с противодавлением, что
предотвращает растрескивание отпрессованного изделия
па выходе пз очага деформации.
Вторая группа преимуществ, связанных с расшире-
нием технологических возможностей, самая большая и
самая важная для внедрения процессов гидропрессова-
ния в промышленность. Однако далеко не все преиму-
щества используются в процессах производства.
1. При обычном прессовании значительная часть уси-
лия, передаваемого пуансоном, затрачивается па преодо-
ление трения заготовки о внутреннюю поверхность кон-
тейнера, а также о поверхность прессшайбы. При этом
с увеличением длины заготовки потери па трение значи-
тельно возрастают, в связи с чем возможно прессование
слитков сравнительно небольшой длины.
В процессе гидростатического выдавливания трение
о поверхность контейнера и прессшайбы отсутствует.
Давление жидкости действует на заготовку со всех сто-
рон, поэтому она не образует бочки, не изгибается. В ре-
зультате значительно уменьшается необходимое усилие.
Теоретически может быть использована заготовка лю-
бой длины и конфигурации. Это особенно важно для по-
лучения тонкостенных [57, 58] и особо тонкостенных из-
делий из тонких, ио длинных заготовок.
В настоящее время становятся возможными процес-
сы прессования заготовки, свернутой в спираль или на-
мотанной па катушку, процессы полунепрерывного прес-
сования прутковой заготовки (см. рис. 11).
2. Благодаря созданию направленного движения
жидкости в контейнере возможно осуществление непре-
рывного высокоскоростного прессования проволочной
заготовки (см. рис. 12).
3. Гидростатический метод прессования имеет боль-
40
шие преимущества в смысле переналадки оборудования.
Так, из одного контейнера при постоянном диаметре очка
матрицы можно деформировать металл с различными
степенями деформации, изменяя диаметр заготовки.
Кроме того, прессуя ступенчатую заготовку, можно полу-
чить изделие с различными степенями деформации по
длине.
4. При обычном прессовании профилей сложного по-
перечного сечения используют, как правило, цилиндри-
ческие заготовки. При гидропрессовании можно приме-
нять фасонную заготовку.
5. При гидростатическом выдавливании не нужно
нагревать заготовки выше температуры рекристаллиза-
ции. Это создает благоприятные условия для получения
вхолодную полуфабрикатов из вакуумплавленых и хими-
чески активных металлов.
6. Гидропрессование можно вести без прессостатка,
что сокращает отходы материала и резко повышает про-
изводительность процесса.
7 Метод гидростатического прессования позволяет
расширить круг деформируемых материалов (прямое
следствие первой группы преимуществ). Например, при-
меняя гидростатическое выдавливание с противодавле-
нием, можно обрабатывать хрупкие металлы, которые
невозможно деформировать другими методами. В этой
связи перед металловедами открываются большие воз-
можности по созданию новых материалов и сплавов с
повышенными спецсвойствами, которые ранее не могли
бы найти применение из-за низкой технологичности.
8. Процесс гидропрессования может быть легко меха-
низирован и автоматизирован благодаря отсутствию
ряда технологических операций, свойственных обычному
процессу прессования (удаление из контейнера пресс-
остатка и матрицы, освобождение матрицы от прессостат-
ка и пресснзделия, установка матрицы в контейнер).
Значительному повышению производительности способ-
ствует создание многоконтейнерных установок с после-
довательным выполнением операций. При гидропрессо-
вании плунжер и заготовка могут быть размещены в раз-
ных контейнерах с взаимно перпендикулярными осями,
что облегчает эксплуатацию установки и ее переналадку
9. При обычном прессовании металлов, особенно
трудподеформируемых, стойкость прессового инструмен-
41
та чрезвычайно низка, в результате резко снижается
производительность процесса и повышается себестои-
мость изделий При гидропрессовании благодаря жид-
костным условиям трения стойкость прессового инстру-
мента значительно выше.
10. Гидропрессовапием можно осуществлять процесс
деформации с нагревом металла заготовки, причем по
сравнению с обычным прессованием можно значительно
снизить тепловое воздействие на инструмент, например
за счет локализованного нагрева металла заготовки с
помощью индуктора, помещенного в контейнер*.
11. Отсутствие необходимости в нагреве заготовок до
высокой температуры сокращает расходы по технологии
и уменьшает число требуемого оборудования.
12. При обычном прессовании некоторых трудноде-
формируемых металлов (например, сплавов титана, ту-
гоплавких металлов и др.) важным условием является
обеспечение безокислительного нагрева металла заготов-
ки. При гидропрессовапии температура металла может
быть резко снижена и необходимость в безокислитель-
ном нагреве отпадает.
13. Гидропрессовапие открывает широкие возможно-
сти для получения высококачественных изделий из но-
вых материалов: многослойных композиционных мате-
риалов, материалов, армированных высокопрочными
волокнами, порошковых и гранулированных материа-
лов.
14. При гидропрессовапии облегчается получение из-
делий типа сверл благодаря возможности свободного
вращения заготовки в контейнере.
Улучшение свойств прессизделий
1. Методом гидропрессоваиия можно получать изде-
лия точного и сложного профиля с хорошей чистотой по-
верхности. Этому способствуют малый износ инструмен-
та, отсутствие налипания металла заготовки па инстру-
мент благодаря устойчивой смазочной пленке,
уменьшение радиальной деформации вследствие наруж-
ного жидкостного подпора.
2. Благодаря тому, что па большей части очага де-
формации существует жидкостное трение, создаются
1 Патент (англ.), кл. ВЗР, № 974959, 1964.
42
благоприятные для пластической деформации условия
и можно обеспечить наибольшую равномерность распре-
деления деформаций по длине и сечению изделия.
3. Гидропрессование способствует формированию
мелкозернистой плотной равномерной структуры Вслед-
ствие высокой равномерности деформации исключаются
огрубления структуры в изделиях, полученных горячим
гидропрессованием.
4. Изделия, полученные методом гидропрессоваиия,
отличаются повышенными прочностными и пластически-
ми свойствами, причем характерна высокая равномер-
ность свойств в продольном и поперечном направлениях.
5. В процессах холодного и теплого гидропрессова-
ния сохраняется химическая чистота материала, т. е. от-
сутствуют загрязнения типа окалины, насыщения газами
и пр.
К недостаткам процесса гидропрессоваиия по срав-
нению с обычным прессованием относятся следующие:
1. Сжимаемость жидкости. Она создает запас боль-
шого количества энергии, вследствие чего образец вы-
талкивается с колоссальной скоростью. Для предотвра-
щения смятия изделия необходимы специальные тор-
моза.
2. Сжимаемость жидкости может привести к скачко-
образной подаче выдавливаемого продукта. Подобное
движение прессизделия вызывает нежелательные коле-
бания давления, что приводит к повреждению заготовки
и к ухудшению поверхности изделия (stick-sleep-эффект).
3. Гидростатический метод прессования требует
больших затрат па подготовку заготовки к прессованию
(изготовление конуса, чистовая токарная обработка за-
готовки) .
4. Большой расход смазочных жидкостей. Во избе-
жание этого необходимо создавать специальные систе-
мы для улавливания и повгорного использования жид-
кости.
5. При обычном прессовании боковое радиальное
давление металла заготовки па стенки контейнеоа со-
ставляет 50—75% от торцового давления па прессшай-
бе. При гидростатическом выдавливании давление жид-
кости во всех направлениях одинаково, поэтому контей-
неры необходимо усиливать, создавая предварительно
напряженные многослойные конструкции.
43
6. До сих пор гидростатическое прессование вели на
экспериментальных установках с небольшой производи-
тельностью. Технология такого процесса сложна и дли-
тельна, особенно при использовании гидростатического
противодавления. Поэтому гидростатическое прессова-
ние не может полностью вытеснить высокопроизводи-
тельное обычное прессование, ио в случае необходимости
его используют в качестве дополнения.
В настоящее время конструируют специальные ма-
шины для гидростатического прессования, которые име-
ют большую производительность по сравнению с устрой-
ствами, вводимыми в гидравлический универсальный
пресс, и компрессорными установками
7. Машины и инструмент стоят дорого, так как их не-
обходимо изготовлять с большой точностью из высоко-
качественных материалов. В большинстве случаев при
гидростатическом прессовании используют цилиндриче-
ские заготовки с коническим торцом. Необходимость до-
полнительной обработки и потери металла удорожают
процесс.
Несмотря па указанные недостатки, применение гид-
ростатического прессования целесообразно в следующих
случаях:
1. При получении полуфабрикатов из труднодефор-
мируемых металлов и сплавов или из мягких сплавов
с очень большими степенями деформации
2. При обработке материалов, которые разрушаются
при деформировании без противодавления
3. При изготовлении изделий, в которых крайне не-
обходима максимальная равномерность механических
свойств.
4. Для получения прессизделий с повышенным ком-
плексом механических свойств [9, 66].
5. Для получения высококачественных изделий из
композиционных, армированных, гранулированных, по-
рошковых и других материалов.
6. Для получения тонкостенных изделий из тонко-
стенных заготовок.
Можно с уверенностью сказать, что по мере совер-
шенствования технологии процесса гидропрессования
(особенно с нагревом металла заготовки) область при-
менения этого прогрессивного способа будет непрерыв-
но расширяться.
44
Глава II
ОБОРУДОВАНИЕ И ИНСТРУМЕНТ
Одно из серьезных препятствий на пути широкого
внедрения процесса гидропрессования в промышлен-
ность— отсутствие серийного специализированного обо-
рудования. Большинство исследователей были вынуж-
дены создавать собственные установки, отличающиеся,
как правило, несовершенством конструкции, крайне низ-
кой производительностью и сложностью эксплуатации.
Однако постепенно накапливался опыт, создавались ори-
гинальные конструкции отдельных узлов и агрегатов,
закладывались теоретические основы проектирования
гидроэкструзионпого оборудования.
Большой вклад в создание гидропрессового оборудо-
вания внесли научные коллективы Института физики
металлов и физики Земли АН СССР. В настоящее время
создан ряд установок мультипликаторпого типа, которые
сейчас успешно применяют для исследовательских це-
лей [9] и в промышленности [67]*.
Под руководством академика Л. Ф. Верещагина в
Институте высоких давлений АН СССР разработана те-
ория гидравлических компрессоров и создан ряд ориги-
нальных установок компрессорного типа [68—70].
Установки прямого действия различной мощности
разрабатываются и успешно внедряются в промышлен-
ность отраслевыми институтами «ВНИИМЕТМАШ» [50,
с. 120—126, 71] и «ЭНИКОМАШ» [61, 72—74].
Большой цикл работ по созданию и совершенство-
ванию гидроэкструзионпого оборудования проводит
(Уральский научно-исследовательский институт черных
металлов. Институтом разработаны надежные системы
уплотнения основных узлов, изучены вопросы повыше-
ния надежности и долговечности оборудования, разра-
ботан ряд полупромышленных установок прямого дей-
ствия и мультипликаторпого типа [75].
Большое внимание вопросам проектирования гидро-
Экструзионного оборудования уделяет ряд зарубежных
фирм: ASEA (Швеция), «Filding» (Англия), институт
Баттела и Франклина (США) [49].
* С. В о н с о в с к и й. Работает давление, «Правда», № 276.
(18689), 3/Х.1969.
45
1. УСТАНОВКИ С ВЫНЕСЕННЫМ ИСТОЧНИКОМ
ДАВЛЕНИЯ ЖИДКОСТИ
Для создания давления в контейнере может быть
применена система, состоящая из газового аккумулято-
ра, гидрокомпрессора и рессивера. Жидкостно-газовый
аккумулятор подает рабочую жидкость в гидрокомпрес-
сор под давлением 100 ат. В работах Л. В Верещагина
[68] развита теория гидравлических компрессоров вы-
сокого давления. Под его руководством были созданы
компрессоры на предельное давление 10 000 ат с произ-
водительностью 3,8 л/ч, 12000 ат— 12 л/ч, 5000 ат —
120 л/ч, 2000 ат — 2 т/ч. Из гидрокомпрессора жидкость
поступает в рессивер — сосуд высокого давления. Рес-
сивер служит для накопления в большом объеме (по
сравнению с объемом контейнера) жидкости высокого
давления. Максимальные давления жидкости, которые
были созданы в установках такого типа, 12000 ат.
В ИФМ АН СССР подобная установка была модер-
низирована за счет изменения конструкции уплотнения
высокого давления [9]. Такое усовершенствование поз-
волило не только повысить надежность в работе, но и
поднять давление па линии нагнетания выше 12000 кГ/см2.
Разрез рабочей головки компрессора показан на
рис. 14. Давление создается плунжером 5, который при-
водится в движение через редуктор и кривошиппошатун-
ный механизм от электродвигателя и совершает возврат-
но-поступательное движение. Рабочая жидкость заби-
рается из жидкостно-газового аккумулятора через
штуцер 1. Штуцер 3 с помощью трубопровода соединен
с рессивером. Через вентиль 4 осуществляют заполнение
всей системы и сброс давления. Принцип работы ком-
прессора в целом описан в работах [70, 76, 77]. При пе-
ремещении плунжера жидкость небольшими порциями
нагнетается в рессивер Обратный поток жидкости удер-
живается клапаном 2.
Относительно низкие предельные давления жидкости
в сочетании с малым объемом камеры (максимальный
диаметр до 20 мм, максимальная длина до 200 мм) опре-
делили применение компрессорных установок в основ-
ном для испытания материалов в условиях всесторонне-
го сжатия и получения опытных прессовок изделий из
цветных металлов и сплавов.
46
Установка отличается очень низкой производитель-
ностью, не надежна в эксплуатации Слабый узел ее —
обратный клапан, который чаще других деталей выходит
из строя.
Опыт прессования на компрессорных установках по-
казывает невозможность их применения для получения
47
промышленных изделий. Однако в связи с появлением
компрессоров типа созданных Институтом физики высо-
ких давлений АН СССР, надежно обеспечивающих со-
здание давлений до 16000 ат при производительности
25 л/ч [66], указанный способ гидропрессоваиия в от-
дельных случаях может оказаться весьма эффективным,
особенно для получения небольшого количества деталей
из заготовок с поперечным сечением большого размера.
Рис. 15. Гидравлическая
схема установки мультипли-
катор кого типа [49]
На установках же прямого
действия внутренний диаметр
рабочего контейнера ограни-
чивается усилием пресса.
Окончательная оценка и вы-
явление возможности устано-
вок с использованием ком-
прессора будут зависеть от
освоения высокопроизводи-
тельных н надежных компрес-
соров высокого давления в
промышленном масштабе
Большими возможностями
по созданию высоких давлений отличаются установки
с мультипликаторами
Гидравлическая схема установки для гидростатиче-
ского прессования с мультипликатором показана на
рис. 15 [49]. Контейнер / и мультипликатор 3 заполня-
ются рабочей жидкостью от насоса 2, который создает
давление до 980 кГ/см2 и имеет производительность
12,9 см2/мин. Мультипликатор приводится в действие от
двух масляных насосов 4 и при рабочем ходе создает
давление до 7000 рТ/см2. Для осуществления гидроста-
тического выдавливания контейнер и мультипликатор
вначале с помощью насоса 2 заполняются рабочей жид-
костью. Затем насос 2 с помощью вентиля отключается
от линии высокого давления, а включением одного или
обоих насосов 4 совершается рабочий ход мультиплика-
тора 3, в результате чего материал выдавливается из
контейнера. Давление в системе контролируют по мано-
метрам 5.
Для деформирования высокопрочных материалов и
сплавов Институтом физики металлов АН СССР разра-
ботана установка с давлением рабочей жидкости до
20060 ат. Существенное отличие этой установки — ис-
48
пользование мультипликаторов для создания высокого
давления и наличие двух изолированных гидросистем.
Система низкого давления (па 12000 ат) служит для
привода мультипликаторов и вспомогательных устройств
(гидровентиль, гидроподжим матрицы). Гидросистема
Рис. 16. Мультипликатор [9]
низкого давления работает на машинном и трансфор-
маторном масле. В этой системе использованы типовые
насосы НЖР, а для плавной регулировки давления —
ручные насосы специальной конструкции на давление до
2000 ат. Система высокого давления подает рабочую
жидкость в контейнер и обеспечивает выдавливание ме-
4—739
49
талла. Основной узел этой системы — генератор высо-
кого давления, или мультипликатор.
Институтом разработаны две системы мультиплика-
торов: М12 на 12000 ат и М20 на 20000 ат. Конструкция
и работа мультипликатора описаны в работе [78].
На этой установке были деформированы тугоплавкие
металлы (вольфрам, молибден), а также сплавы на ни-
келевой основе.
Устройство и принцип работы мультипликатора вид-
ны из рис. 16. При подаче масла в цилиндр низкого дав-
ления 1 происходит перемещение поршня 2, который при
этом толкает плунжер 3. В результате перемещения
плунжера давление жидкости в цилиндре 4 и в связан-
ной с ним замкнутой системе также возрастает.
Вследствие разности диаметров поршня низкого дав-
ления и плунжера давление в цилиндре высокого давле-
ния (pj будет выше, чем в цилиндре низкого давления
(Рг):
Р1 = Мм. (12)
где kK—коэффициент мультипликации.
Несмотря па возможность создания высоких давле-
ний многократно, описанные выше установки с мульти-
пликатором отличаются низкой производительностью,
процесс подготовки прессовок весьма трудоемок, райо
чие и обслуживающий персонал должны быть высоко
квалифицированными.
Значительного повышения производительности муль-
типликаторных установок можно добиться созданием
многокоптейнерного оборудования. На рис. 17 приведена
схема двухконтейнерной установки для гидростатическо-
го выдавливания проволочных заготовок из молибдена
и других металлов и сплавов [50, с. 126—132].
Установка имеет независимый генератор гидроста-
тического давления в виде двух параллельно подключен
пых мультипликаторов 2. Переключением гидровенти-
лей 4 можно направлять жидкость высокого давления в
левый или правый контейнер 5. Установка имеет три
автономные гидросистемы среднего давления. Давление
в системе контролируется манометром с манганиновым
датчиком 6.
Одна гидросистема, включающая газовый гидроакку-
мулятор, насосы с ручным и механическим приводами,
50
ручные вентили и сливной бак, предназначена для закал-
ки рабочей жидкости под давлением до 1800 кГ/см2
в мультипликаторы и контейнеры / и 5.
Вторая гидросистема, состоящая из напорного бака,
насосов с ручным и механическим приводами, распреде-
лителей и сливного бака, предназначена для питания ми-
Рис. 17. Гидросхема двухконтейнерной установки [50]
неральным маслом под давлением 1200 кГ1см2 привод-
ных цилиндров мультипликаторов и гидроприжимов кон-
тейнеров.
Третья гидросистема состоит из напорного бака, руч-
ного насоса, распределителей и сливного бака. Она
предназначена для питания минеральным маслом под
давлением до 400 кГ]см2 приводных цилиндров пяти гид-
ровентилей. Все системы соединены трубопроводом высо-
кого давления 3.
4:
51
Двухконтейперпая компоновка дает возможность
почти в 2 раза увеличить производительность установки,
удобна в работе, особенно в том случае, когда техно-
логическим процессом предусмотрено двойное гидроста-
тическое выдавливание.
Ниже приведена техническая характеристика двух-
контейперпой установки для гидростатического выдавли-
вания:
Максимальное давление, кГ/сж2
в контейнерах . . . . 20000
в приводных цилиндрах гидропри-
жимов ................ 1200
в приводных цилиндрах мульти-
пликаторов 1200
в приводных цилиндрах гидровен-
тилей . 400
Размер контейнеров (внутренние), мм:
диаметр на длину, № 1 . . 10X400
то же, № 2 . . 30 X 280
Температура нагрева рабочей жидко-
сти, °C . . 150--250
Диаметры заготовок, мм:
описанной окружности шестигран-
ного штабика (металлокерамиче-
ского) ... 20
прутка (прессованного) 16—17
Готовое изделие Проволока диа-
метром 2,8—3,0 мм
На Московском заводе электровакуумных приборов
и Узбекском комбинате тугоплавких и жаропрочных ме-
таллов освоен метод гидростатического прессования мо-
либденовой и вольфрамовой проволоки диаметром до
15 мкм. Установки выполнены по рассмотренной выше
схеме. Новая технология обеспечивает высокую равно-
мерность свойств проволоки по длине и сечению, значи-
тельно увеличивает производительность, уменьшает тех-
нологические отходы металла.
Большой интерес представляет установка мультипли-
каторпого типа, описанная в работе [79].
На рис. 18 показан внешний вид установки (а) и ее
52
йоперечный разрез (б). Характеристика машины прив
депа ниже:
Размеры, мм:
ширина 1524
длина 1524
высота 1370
Диаметр главной камеры, мм 38
Диаметр поперечной камеры, мм 38
Общий объем камер (без заготовки), дм3 0,61
Ход ползуна, мм 165
Скорость ползуна, мм!сек 17—170
Максимальные размеры заготовки, мм i)25 X 245
Максимальное давление выдавливания, атм 6000
Максимальное давление в тормозной камере,
атм 3000

53
На рис. 18,6 показано поперечное сечение камеры
высокого давления вместе с матрицей и заготовкой. Дав-
ление, создаваемое ползунами, действует в поперечных
полостях диаметром 32 мм. При такой конструкции нет
необходимости извлекать ползун для загрузки заготов-
ки, что позволяет повысить производительность машины,
а также улучшает надежность уплотнигельных устройств.
Кроме того, такая конструкция позволяет уменьшить га-
бариты машины по длине. Максимальное давление жид-
кости, поступающей в мультипликатор, 310 атм, что со-
ответствует усилию на каждом ползуне около 100 т. Ра-
бочий цикл данной машины составляет 4—5 мин.
Гидравлический привод представляет собой четыре
поршневых насоса, работающих от электродвигателя
мощностью 100 л. с. с 1500 об/мин. Масло из бака по-
дается насосами через разгрузочные клапаны. Давление
в цепи регулируется. Затем масло поступает к двум за-
порным клапанам, за которыми трубопроводы соедине-
ны в одну линию. Давление в этой линии регулируется
клапаном, через который масло поступает на слив. Да-
лее масло поступает через распределительный клапан
в мультипликатор для совершения рабочего прямого
или обратного хода. Предохранительный клапан в ли-
нии рабочего хода служит для предохранения линии
при возможном повышении давления свыше номиналь-
ного. В линии обратного хода для автоматического
уменьшения давления в ней поставлен разгрузочный
клапан. Температура масла регулируется при помощи
масляного радиатора. Каждый насос обеспечивает дав-
ление, равное 310 ат при расходе масла 50 л/мин.
2. УСТАНОВКИ ПРЯМОГО ДЕЙСТВИЯ
Как мы отмечали выше, установки с вынесенным ис-
точником давления жидкости в настоящее время нахо-
дят незначительное применение в промышленности. Для
более широкого внедрения необходимо совершенство-
вать их конструкцию с целью повышения производи-
тельности, надежности и упрощения процесса эксплуа-
тации.
Установки с непосредственным созданием давления
жидкости в контейнере перемещением уплотненного
плунжера отличаются простотой и часто представляют
54
собой приставки к стандартным вертикальным и гори-
зонтальным прессам. В последнее время создаются спе-
циализированные гидроэкструзионные установки прямо-
го действия.
Гидроэкструзионные установки на базе стандартных
вертикальных и горизонтальных прессов
Принцип работы установки прямого действия пока-
зан на рис. 19. Установка разработана на кафедре «Тех-
Рис. 19. Гидроэкструзионная лабораторная установка прямого
действия
/ — опора; 2 — пуансон с уплотнительным узлом; 3 — подушка пуан-
сона; 4— контейнер; 5— кольцо нажимное; 6—матрица с уплотни-
тельными кольцами; 7 — опорный болт
нология обработки металлов давлением» МАТИ совмест-
но с лабораторией высоких давлений ИФМ АН СССР.
Лабораторные установки проектировали к вертикально-
му гидравлическому прессу усилием 160 т. Диаметр
55
контейнера установки 30 мм. Установка позволяет де-
формировать заготовки диаметром до 30 мм и длиной
до 150 мм.
При гидроэкструзии в отличие от обычного прессо-
вания в контейнере возникают большие напряжения,
так как 'жидкость передает давление во все стороны и
Рбок — Рв- При выдавливании пуансоном р бок = 0,54-
4-0,75) рв. Это обстоятельство учитывали при проекти-
ровании установки. Контейнер изготовляли из стали
5ХНВ и подвергали следующей обработке:
1) ковке с последовательной осадкой и вытяжкой с
общей степенью деформации не менее 70%;
2) токарной обработке с припуском на шлифовку;
3) закалке с температур 840--860° С, охлаждению в
масле HRC=55—56 ед.;
4) отпуску при температуре 500° С, Д/?С=4б4-48 ед.,
ов = 150 кГ/мм2, ф=30 %; 6=10%;
5) шлифовке.
Контейнер с толщиной стенки 85 мм, изготовленный
из стали 5ХНВ по приведенной выше схеме, успешно
работал при давлениях жидкости до 15000 ат.
Пуансон и поессшайбу изготовляли из стали ШХ15,
после термообработки твердость их составляла.60 HRC.
Общий вид установки приведен па рис. 20. Так как пуан-
сон при гидростатическом пресс овапии выполняет роль
плунжера высокого давления, то он должен входить в
контейнер с минимальным зазором. При этом должна
быть исключена возможность малейшего перекоса пуан-
сона в момент прессования.. Для этого сконструирована
специальная шаровая опора, а для строгого центриро-
вания оси пуансопа и оси опоры предусмотрены два фик-
сатора, которые перед началом выдавливания- плотно
входят (ходовая посадка) в гнезда в контейнере.
Рассматриваемая установка отличается низкой про-
изводительное гью, из-за несовершенства конструкции
технологический цикл весьма длителен. Подготовка ус-
тановки к прессованию состоит из следующих операций
(рис. 19).
Предварительно смазанную заготовку конусной
частью легкими ударами молотка помещают в конусную
часть матрицы. Траверсу пресса опускают па установку.
Контейнер специальными болтами диаметром 24 мм
крепят за фланец к верхней плите пресса. Траверсу вме-
56
сте с контейнером, который имеет ходовую посадку в
нижней опоре /, поднимают вверх. Матричный узел
5—6 вместе с заготовкой вводят снизу в контейнер 4
до упора нажимного кольца 5. Завинчивают опорный
болт 7. За счет затягивания болта поджимают уплот-
нения в матричном узле. На гайку надевают трубу диа-
метром 76 мм и длиной 1,5 м, предварительно наОив ее
па 500 мм ветошью или опилками. Траверсу опускают
вниз. Снимают болты и ос-
вобождают контейнер. Тра-
версу поднимают вверх.
К верхней плите пресса кре-
пят защитную трубу болтами
М20. В контейнер сверху за-
ливают рабочую жидкость.
Сверху в контейнер вводят
пуансон 2. Пускают пресс и
осуществляют выдавливание
металла.
Перед повторным прессо-
ванием снимают защитную
трубу, поднимают контейнер,
снимают трубу — приемник
металла, извлекают из кон-
тейнера матричный узел.
Дальнейшие операции прово-
дят в, указанной выше после- Рис 20 КонтеЙ11ер
довательности.
Необходимо отметить, что
подобные установки применяют во многих лаборатори-
ях для отработки технологических режимов гидропрес-
сования и исследования процессов.
При разработке промышленной установки были усо-
вершенствованы узлы крепления и уплотнения плунжера
и матрицы Это позволило значительно повысить произ-
водительность установки. Промышленная установка для
гидростатического прессования была смонтирована на
вертикальном гидравлическом прессе усилием 600 т.
Осуществлять гидростатическое прессование на таком
прессе значительно проще и, кроме того, легче обеспе-
чить безопасность работы.
Ниже приведена характеристика пресса и гидроэкст-
рузионной установки:
57
Усилие пресса, Т 600
Ход плунжера, мм . . 820
Диаметр плунжера, мм 500
Давление рабочей жидкости, кГ/см2 300
Диаметр контейнера, мм 85 и 90
Коэффициент мультипликации установки:
при Dp=85 мм . . Лм=35
при Др=95 мм Лм=30
Максимальное давление жидкости в контей
нере, кГ)см2:
при Др=85 мм 10500
при Др=95 мм 8 500
На рис. 21 приведена конструктивная схема промыш-
ленной установки для гидростатического прессования.
Установка отличается простотой и не требует больших
затрат на изготовление. Конструкция и работа матрич-
ного узла и прессшайбы подробно описаны в гл. П,
п. 3 и 4.
Прессование на установке ведут в теплом и горячем
состоянии, поэтому контейнер подогревают до темпера-
тур 200—400° С с помощью встроенного индукционного
нагревателя.
Процесс гидростатического прессования на указан-
ной установке осуществляют следующим образом. Со-
бранный матричный узел 5 устанавливают в держатель
матрицы. Контейнер с помощью специальных крючков
поднимают вверх. Контейнер 3 сажают на матрицу
и с помощью болтов крепят к станине пресса. В пресс-
штемпель 1 вворачивают собранную прессшайбу 2 Заго-
товку 4, подогретую до требуемой температуры, подают
сверху контейнера в матрицу так, чтобы она своим кону-
сом точно установилась в конусе матрицы. В контейнер
с помощью дозирующего устройства заливают требуе-
мое количество подогретой жидкости и пускают пресс.
Уплотнительные кольца обеспечивают надежную герме-
тизацию контейнера.
Повторное прессование не требует столь длительной
подготовки. В свободный контейнер подают следующую
заготовку, заливают жидкость и производят повторное
прессование.
58
На установке получена промышленная партия прут-
ков алюминиевых, титановых и жаропрочных сплавов.
Гидропрессование осуществляется как вхолодную (алю-
миниевые и частично титановые сплавы), так и с нагре-
вом металла заготовки (титановые и жаропрочные
сплавы). Так, например, заготовки сплава ЖС6-КП на-
Рис. 21. Гидроэк'трузионная промышленная установка прямого
действия:
/ — прессштемпель; 2 — прессшайба с уплотнительным узлом;
3 —. контейнер; 4 — заготовка; 5 — матричный узел
59-
Таблица 1
Характеристика установок ВНИИметмаш для гидростатического
прессования
X арактери стик а оборудования Усилие пресса, Г
100 200 200 250 630 3000
Диаметр контейнера, мм 35 35 55 42 75 135
Длина контейнера, мм . 200 200 175 370 430 900
Максимальное давление, кГ/см2 . .... . 20 000 20 000 10 000 20 000 12 000 15 000
Максимальный диаметр заготовки, мм 32 32 50 35 70 120
Максимальная длина за- готовки, мм 120 120 НО 250 300 600
Максимальная темпера- тура заготовки, °C . . 20 20 1 700 20 20 20
Максимальная рабочая температура, °C . . . . 20 20 1 300 20 20 20
Максимальная скорость прессования по пуансону, мм/сек 5 10 300 5 10 10
гревали перед гидропрессовапием до температуры
1200° С. Горячее гидропрессование можно было прово-
дить благодаря отсутствию в системах уплотнения мате-
риалов с низкой термической стойкостью, таких как ре-
зина, фторопласты и др.
Для бескомпрессорпого гидростатического прессова-
ния применяют вертикальные и горизонтальные гидрав-
лические прессы усилием 200, 600, 1200 т и др. Ряд
установок такого типа разработан во ВНИИМетмаше на
предельные давления 10000, 12000 и 20000 ат. Краткая
характеристика этого оборудования приведена в табл. 1
[71]
Создана полупромышленная установка для беском-
прессорного гидростатического прессования ВНИИМЕТ-
машем и заводои ^Красный Выборжец» — установка
для гидростатического прессования на вертикальном
гидравлическом прессе усилием 600 т. На этой установ-
ке получена полупромышленная партия прутков вакуум-
ной меди. Исследования показали, что гидростатическое
60
Таблица 2
Характеристика установок для гидростатического прессования, разработанных за рубежом
Фирма Усилие прес- са, Т Максималь- ное давление, тыс. кГ/см? Максималь- ный диаметр контейнера. мм Максималь- ная длина контейнера, мм Возможность различных способов гидропрессе- вання Конструкция контейнера Конструктивные особенности установки
Kobe Steel Ltd. (Япония) 500 15—20 — — пп—6000 м/мин — —
Институт Баттеля (США) 630 17,5 60 508 С нагревом до 260°С Трехслойный —
NEL (Англия) 16 28 51 10 178 25 С противо- давлением Двухслойный С гидравлической поддержкой —
Vickers (Англия) 360 17,3 — — — Станина собрана из листовой высо- копрочной стали
Исследовательский центр комиссариата по атом- ной энергии (Франция) 12,0 90 300 С нагревом до 1300°С “ЯВ Уплотнение кон- тейнера с по- мощью заглушек
CNRS (ФРГ) 316 20 28 224 Трехслойный Вертикальный пресс с горизон- тальным контейне- ром
ASEA (Швеция) 1000— 6500 12,0— 30,0 200 1200 — Намотанный высо- копрочной прово- локой Станина намотана высокопрочной проволокой
Ждярский машинострои- тельный завод (Чехосло- вакия) 500 18—20 50—36 400— 180 —
прессование приводит к существенному повышению ва-
куумной плотности меди [50, с. 120—126].
Институтом физики металлов АН СССР совместно с
Уральским научно-исследовательским институтом чер-
ных металлов созданы установки для гидростатического
прессования на вертикальном гидравлическом прессе
усилием 600 т и горизонтальном гидравлическом прессе
усилием 1200 т на металлообрабатывающем заводе. На
установках проведены исследования по прессованию
алюминиевых и титановых сплавов [9].
За рубежом оборудование для гидростатического
прессования создавали также путем оснащения стан-
дартных прессов соответствующими наладками. Основ-
ные характеристики некоторых из этих машин приведе-
ны в табл. 2.
Применение стандартных горизонтальных гидравли-
ческих прессов позволяет автоматизировать процесс гид-
ропрессования. Можно применять заготовки больших
размеров, что способствует повышению производитель-
ности и рентабельности процесса.
Однако при гидропрессовапии па горизонтальных
гидравлических прессах возникают определенные труд-
ности, связанные с подачей и удержанием жидкости
в контейнере, а также фиксацией заготовки в начальный
момент прессования. Большое значение имеет вопрос
обеспечения безопасности работы обслуживающего пер-
сонала. Как уже указывалось, процесс может заканчи-
ваться «выстрелом», при этом изделие разгоняется до
огромной скорости (до 500 м/сек).
Для промышленного внедрения процесса гидростати-
ческого прессования алюминиевых и титановых сплавов
была разработана схема наладки горизонтального прес-
са усилием 1200 т (рис. 22)
В этой конструкции принцип уплотнения матрицы и
прессшайбы тот же, что и в конструкции вертикального
пресса. Жидкость 9 в контейнер подается автоматически
из сообщающегося с ним резервуара 13. Весь резервуар
с помощью встроенного электронагревателя 11 подогре-
вается до температуры 250—400° С. Для предотвраще-
ния вытекания жидкости отверстие под прессштемпель
уплотнено кольцом 10, отверстие в матричном узле 3
постоянно перекрыто с наружной стороны заглушкой 2.
Заглушка поджимается пружиной 1. Вытекающий при
62
прессовании пруток отодвигает заглушку. После удале-
ния прутка заглушка снова автоматически перекрывает
отверстие в матричном узле. Нагрев заготовок 4 проис-
ходит в индукционной печи.
По команде с пульта управления прессом выталкива-
тель подает нагретую заготовку в наклонный желоб, по
которому заготовка транспортируется на линию прессо-
вания в резервуаре с жидкостью. В контейнер 8 заготов-
Рнс. 22. Схема наладки горизонтального пресса для гидропрессова-
ння с автоматической подачей жидкости
ка вводится прессштемпелем 12. Между заготовкой и
прессшайбой 7 помещается пружина 6 с центрующим
конусом 5. Это относительно простое устройство позво-
ляет автоматически осуществлять ряд операций. Пружи-
на перемещает заготовку в контейнере до упора ее в ко-
ническую матрицу, причем к этому моменту прессшайба
подходит вплотную к контейнеру (необходимо отметить,
что если бы прессшайба сама осуществляла перемеще-
ние заготовки в контейнере, то процесс гидростатическо-
го прессования был бы невозможен, так как уплотненная
прессшайба вытолкнула бы через отверстие в матрице
жидкость). Дальнейшее перемещение прессштемпеля
вызывает деформацию пружины, и благодаря этому осу-
ществляется центровка заготовки между коническими
поверхностями матрицы и центрирующего конуса 5. По-
следняя операция, которую выполняет пружинное уст-
ройство, — поджим заготовки к конической поверхности
матрицы с целью создания предварительного уплотне-
ния.
Процесс гидростатического прессования заканчива-
ется выбросом жидкости через прессутяжину. Это явле-
ние иногда сопровождается отрывом прутка от пресс-
остатка, что особенно опасно при работе на горизонталь-
63
ном прессе. Поэтому необходимо применять технологию
гидростатического прессования без разрядки контейне-
ра, например с помощью упорной втулки, размеры кото-
рой определяются по изложенной ниже методике. Упор-
ную втулку выполняют в виде скобы и размещают перед
стенкой резервуара. После завершения процесса прес-
сования уменьшают давление в главном цилиндре, под-
нимают клиповой затвор матричного узла и с помощью
вспомогательного гидроцилиндра выдвигают матричный
узел. Специальной фрезой отрезают пруток и удаляют
прессостаток. Последняя операция пе вызывает затруд-
нения, поскольку между матрицей и прессостатком име-
ется толстый слой смазки. После удаления прессостатка
пресс приводят в исходное положение и процесс прессо-
вания повторяют.
Установки с независимой камерой сжатия
и горизонтально расположенным рабочим контейнером
Установки с расположением камеры сжатия непо-
средственно в рабочем контейнере в ряде случаев не по-
зволяют использовать все технологические преимущест-
ва процесса гидропрессования До 50% объема рабоче-
го контейнера используется в этих установках для
размещения уплотнительного узла плунжера, матрицы и
рабочей жидкости, что ограничивает размеры заготовок
и длину получаемых профилей. Неизбежный контакт
металла заготовки с внутренней поверхностью контей-
нера приводит к снижению чистоты обработки и резко-
му уменьшению стойкости уплотнительных колец плун-
жера. Уплотнения изнашиваются быстрее также вслед-
ствие многократной запрессовки их в контейнер при
совершении рабочего хода и извлечения из контейнера
при обратном ходе. Механизировать процесс гидропрес-
сования довольно сложно.
Установки с независимой камерой сжатия и горизон-
тальным расположением рабочего контейнера лишены
указанных недостатков. На рис. 23 приведена конструк-
ция такой установки, спроектированная УралНИИЧМ
[75]. На ней можно прессовать стальные профили дли-
ной 2,5 м. Операции загрузки, прессования, приемки из-
делия и выгрузки механизированы, основные операции
могут быть автоматизированы. Прессование можно вести
как с противодавлением, так и без пего. Установка уни-
64
Рнс. 23. Установка с независимой камерой сжатия [75]:
/ — плунжер; 2 — опора; 3 — вертикальный контейнер; 4 — затвор; 5 — заго-
товка; 6«— горизонтальный рабочий цилиндр; 7 — калиброванное кольцо;
8 — запор матрицы; 9 — подводящая магистраль
5—739
65
йерсальпа, рассчитана на промышленное массовое, опыт-
ное массовое и одиночное прессование. С целью облег-
чения и упрощения обслуживания в пей предусмотрена
взаимозаменяемость всех уплотнений.
Английская фирма «Филдинг» выпускает специали-
зированные пресса для гидропрессования металлов [80].
Схема гидропрессовання аналогична описанной выше.
Пресс оснащен маслогндравлпческим усилителем, рабо-
тающим с высокой скоростью от газовой! камеры давле-
ния. Верхняя часть главного цилиндра низкого давле-
ния (над поршнем) заполняется газом под давлением до
210 кГ1см2 от аккумуляторного баллона. Нижняя часть
этого цилиндра двойного действия (под поршнем) запол-
няется маслом. Поршень находится в статическом цент-
ральном положении, готовый для осуществления цикла
прессования под давлением 315 кГ1мм2.
В нижней части главного поршня закреплен усилива-
ющий плунжер, скользящий в отверстии цилиндра высо-
кого давления, расположенного на камере прессования.
Цилиндр высокого давления и камера для прессования
соединяются через отверстие.
Под давлением газа поршень опускается вниз и со-
здает давление в камере прессования. Величина давле-
ния, при котором масло поступает от главного цилиндра,
точно контролируется и обеспечивает бесступенчатую
регулировку скорости усиливающего плунжера до
50,8 см/сек.
Установка позволяет прессовать заготовки длиной до
1 м. Дополнительный удлиненный узел (до 0,9 м) при-
крепляется к камере прессования при изготовлении
длинных заготовок, например при последовательном ре-
дуцировании. Заготовки загружают в камеру через на-
ружный конец напорной трубы, которая закрывается с
помощью простого механизма.
Скорость прессования фиксируется с помощью фото-
элементов, которые через определенные интервалы вре-
мени подают сигналы па экран электроннолучевого ос-
циллографа.
Специализированные гидроэкструзионные установки
с повышенной жесткостью конструкции
Шведская фирма ASEA освоила производство специ-
ализированных вертикальных и горизонтальных гидро-
66
прессов с проволочной обмоткой станины (рис. 24) и кон-
тейнера установки. Пресса характеризуются высоким
и сверхвысоким усилием, малой массой и компактностью
конструкции, высокой усталостной прочностью, новейшей
падежной гидравликой, простой усовершенствованной
электрической и электрогидравлической системой управ-
ления [81, 82]*.
Рис. 24. Общий вид пресса с па моткой станины
Станина пресса (рис. 25) представляет собой две по-
луцилиндрнческие поперечины, удерживаемые порознь
при помощи двух (или четырех) колонн. Проволока из
холоднокатаной высокопрочной стали наматывается в
предварительно напряженном состоянии при помощи спе-
циальной намоточной машины вокруг станины пресса.
Благоприятное распределение напряжений в станине,
достигаемое таким образом, обеспечивает получение упо-
мянутых выше характеристик.
* Quintus Isostatic Pressing Pamphlet AQ41 —101E (ASEA)
5* 67
Рис. 25. Принципиальная
схема пресса с намоткой
станины:
1 — полуцнлнндрическне по-
перечины; 2 — штамповое
пространство; 3 — намотка
нз высокопрочной стальной
проволоки: 4 — колонны;
5 — главный цилиндр; 6 —
плунжер; 7 — канал для
подвода жидкости высокого
давления
По возможности прессы делают в виде автономных
агрегатов, внутри которых предусмотрена установка
вспомогательных гидравлических систем для движений
подвода и отвода механизмов, обеспечивающих допол-
нительные движения и рабочие циклы, необходимые при
работе пресса.
В ряде случаев для облег-
чения смены инструмента
прессы оснащают комплекс-
ными манипуляторами.
Фирмой ASEA построено
три специализированных гид-
ростатических пресса усилия-
ми от 200 до 1250 т.
Пресс QEB-12 усилием
1250 т, предназначенный для
гидростатического прессова-
ния, снабжен контейнером на
давление 16 кбар. Длина кон-
тейнера 885 мм, наружный
диаметр 636 мм, внутренний
диаметр 95 мм. Максималь-
ный диаметр заготовки 84 мм,
максимальная длина ее
660 мм. Масса контейнера
2230 кг. Максимальный диа-
метр трубной заготовки 71 мм.
Масса станины пресса 18 т.
Стоимость пресса 438000 дол-
ларов.
Дополнительно за отдель-
ную плату фирма предлагает
ряд элементов установки: мат-
рицы, запасные части (глав-
ный цилиндр, уплотнения,
плунжер), быстро изнашива-
ющиеся элементы, контейнер на 30 000 кГ1см?.
Внутренний диаметр такого контейнера составляет
70 мм, наружный диаметр контейнера 636 мм, длина
контейнера 560 мм, масса контейнера 1400 кг.
Пресс QEB-12/30 усилием 1250 Т снабжается контей-
нером на давление 30000 ат. Дополнительно к прессу мо-
жет быть установлен контейнер на давление 16000 ат.
68
Первый специализированный гидростатический пресс
с повышенной жесткостью конструкции усилием 300 Т
в Советском Союзе создан ВНИИМетмашем совместно
с МВТУ им. Баумана. Опытный завод ВНИИметмаша и
Ижорский завод им. А. А. Жданова выпустили первые
образцы гидростатических прессов усилиями 250 и 1600 Г.
Краткая характеристика гидростатического пресса
усилием 250 Т приведена ниже:
Усилие главного цилиндра, Т 197
Усилие цилиндров внутренней траверсы, Т 60
Усилие прижима и отвода контейнера, Т 24
Максимальное рабочее давление, кбар, в
контейнере диаметром:
40 мм 20
55 мм 12,8
Наибольшие диаметры заготовок, мм, для
контейнера диаметром:
40 мм 35
55 мм 50
Длина заготовок, мм до 200
Максимальная скорость прессования, мм/сек 250
Размеры пресса, мм:
в плане 1800X3000
высота над уровнем пола 5073
общая высота 6843
Масса пресса, т 20,2
Ниже приведена характеристика гидростатического
лрес са усилием 300 Т
Усилие возвратных цилиндров, Т 20
Усилие прижима контейнера, Т 40
Усилие отвода контейнера, Т 20
Рабочее давление в контейнере, кбар 20
Диаметр контейнера, мм 42
Максимальная скорость перемещения тра-
версы, мм)сек . 300
Размеры пресса, мм:
в плане . . . . , . . 950 X 650
общая высота . . . 3400
Масса пресса, кг . . . 4460
69
Характеристика гидростатического пресса усилием
1600 Т такова:
Усилие главного цилиндра 1200
Усилие цилиндров внутренней траверсы 400
Усилие прижима контейнера, Т 250
Усилие отвода контейнера, Т 100
Рабочее давление, кбар, в контейнере диа-
метром:
95 мм . . . 20
130 мм 10
Наибольшая длина заготовки, мм 500
Наибольшая длина изделия, мм . 3000
Максимальная скорость прессования, мм/сек 250
Давление в приводе пресса, ат 320
Размеры пресса, мм:
в плане . . 6000 X 6450
высота над уровнем пола 8980
общая высота . . 14600
Масса пресса, т 250
Гидростатический пресс усилием 1600 Т имеет наи-
более широкие технологические возможности. На нем
можно проводить все виды гидростатического прессова-
ния (простое, гидромеханическое, с противодавлением),
гидростатическое спрессовывание порошков, штамповку
под давлением и многие виды обычных процессов обра-
ботки давлением (прессование, штамповку, прошив-
ку) [71].
। Английская фирма Vickers разработала несколько
моделей горизонтальных гидропрессов со станиной, со-
бранной из листов [83]. Подобная конструкция отлича-
ется большой жесткостью и позволяет строить мощные
•и недорогие прессы (рис. 26).
Оборудование для гидропрессования с противодавлением
Для успешного протекания процесса гидропрессова-
ния с противодавлением необходимым условием являет-
ся постоянство перепада давлений в рабочей и прием-
ной камерах. На рис. 27 приведена схема гидропрессо-
вания с паразитной заготовкой.
70
Оснастка для гидростатического прессования с про-
тиводавлением была разработана и изготовлена приме-
нительно к прессу усилием 600 Т. На установке можно
деформировать заготовку длиной 60 мм и диаметром
40 мм с максимальной вытяжкой А=3.
Процесс прессования на установке осуществляли сле-
дующим образом На опорное кольцо 10 устанавливали
вспомогательную матрицу 9 с уплотнительным кольцом,
а в конус матрицы — «паразитную» заготовку 8. Сверху
на матрицу опускали контейнер. Рабочую матрицу 4,
уплотнительное кольцо и опорную втулку 6 в собранном
виде запрессовывали в контейнер 7. После того как
опорная втулка достигала уплотнительного кольца ниж-
ней матрицы, прессштемпелем слегка поджимали всю
собранную оснастку с тем, чтобы привести в рабочее со-
стояние уплотнения верхней и нижней матрицы. После
поднятия прессштемпеля в нижнюю полость заливали
жидкость 5, в верхнюю матрицу помещали стальную за-
71
Рис. 27. Установка для гидростатического прессования с противодавлением
///////Л

72
глушку. В верхнюю полость контейнера заливали жид-
кость 1 (или устанавливали втулку из стеклоткани).
Нагретую до температуры 1200°С заготовку 2 вместе со
стальным толстостенным стаканом 3 опускали в контей-
нер. Пускали пресс. Вначале давление повышалось толь-
ко в верхней полости. При определенной величине дав-
ления начиналось истечение стального наконечника че-
рез очко верхней матрицы в нижнюю полость. По мере
истечения прутка в нижней полости создавалось давле-
ние. При определенной величине давления начинался
процесс истечения паразитной заготовки через очко ниж-
ней матрицы. К этому моменту вся стальная заготовка
вытекала в нижнюю полость. После некоторого возра-
стания давления в полости начинался процесс истечения
заготовки сплава ЖС6-КП через очко верхней рабочей
матрицы. Величина противодавления, равная давлению
выдавливания паразитной заготовки, в процессе прессо-
вания оставалась постоянной. Для проведения повтор-
ного прессования контейнер поднимали вверх, удаляли
опрессованный пруток, в очко нижней матрицы помеща-
ли паразитную заготовку. Если требовалось, меняли уп-
лотнительное кольцо, опускали контейнер на матрицу,
остальные операции повторялись.
Важное преимущество установки — возможность в
широких пределах менять величину противодавления,
которая определяется материалом и степенью деформа-
ции паразитной заготовки. Установка не требует боль-
ших затрат на изготовление, проста при эксплуатации.
Однако при прессовании по рассмотренной схеме необ-
ходимы дополнительные затраты на изготовление пара-
зитных заготовок, усложняется подготовка оборудова-
ния к прессованию.
Этих недостатков лишена установка, разработанная
в ЭНПКОМАШ (рис. 28) для осуществления процессов
гидродинамического прессования [61]. Сущность его
состоит в том, что удар бабы молота передается плун-
жером жидкости, заполняющей рабочую полость кон-
тейнера. Это приводит к кратковременному и значи-
тельному повышению давления и прессованию с высо-
кой скоростью через калибрующее очко матрицы,
предварительно помещенной в контейнер заготовки. Дав-
ление в камере противодавления должно изменяться
синхронно рабочему давлению.
73
Давления в рабочей камере и камере противодавле-
ния определяют по зависимостям [61, 84]:
(хх х2) ct _ __ х2 с2 ..
Рв — ----- . Рп — ~~~ • 1
Ft F2
где сх и са— жесткости столбов жидкости в камерах
рабочей и противодавления соответст-
венно;
и х2— перемещения плунжера и контейнера со-
ответственно;
Рис. 28. Устройство для гидродинамического прессования с
противодавлением [G1]:
/ — плунжер рабочей камеры; 2 — уплотнение; 3—плунжер
камеры противодавления; 4 — пружины для поддержания и
возврата контейнера; 5 — контейнер; 6—матрица; 7 — заго-
товка
74
рп— противодавление,
Fi и Fa— площади поперечного сечения рабочей ка-
меры и камеры противодавления соответ-
ственно.
К особенностям устройства следует отнести свобод-
ную посадку матрицы в коническое гнездо контейнера
без применения каких-либо уплотнений. Качество по-
верхности заготовок выше, чем при статическом гидро-
прессовании.
При испытании этих устройств отмечено существен-
ное влияние на их работоспособность высоты и надеж-
ности направления плунжеров в контейнере, фиксации
плунжеров от выброса из рабочей камеры при упругой
разгрузке системы, твердости и прочности материалов
контейнеров и плунжеров.
Оборудование для гидромеханического прессования
Пресс усилием 1600 Г для гидромеханического прес-
сования с противодавлением создан на основе конст-
Рнс 29. Пресс для гидромеханического прессования фирмы Filding and
Platt
рукции обычного пресса английской фирмой «Filding
and Platt»1 [80]. Предусматривается высокая произ-
водительность пресса — 45 заготовок в час. Усиливаю-
щий плунжер 6 (рис. 29) работает непосредственно от
главного ползуна, а усиливающая камера соединена с
прессом гидравлическими ползунами 5, через которые
продольная настройка может быть изменена. При ис-
пользовании машины для простого гидростатического
1 Патент (англ.), кл. ВЗР. № 1111351, 19Ь8
75
прессования усиливающая Камера 4 сблокирована с ра-
бочим 7 и усиливающим 6 плунжерами, полностью от-
веденными назад. Усиливающий плунжер применяю!
прп прессовании заготовки для создания давления и рас-
пределения масла от усиливающего контейнера к ка-
мере прессования с давлением до 12500 кГ/см2
(80 Т/дюйм2). Прп прессовании с противодавлением тру-
ба 2 наполняется маслом через отвод от главной гид-
росистемы машины. Рабочий контейнер 3 установлен в
передней крестовине пресса 1.
При гидромеханическом прессовании рабочий плун-
жер оттягивается. Усиливающий плунжер устанавлива-
ется как можно дальше в камере 4 с тем, чтобы созда-
вать в системе максимальное давление без упора в дно
контейнера.
Ползуны 5 усиливающего контейнера обеспечивают
необходимую нагрузку, прилагаемую в задней части за-
готовки (до 1600 Т). Когда усиливающий плунжер соз-
дает давление в системе во время прессования, нагрузка
на рабочий плунжер, а затем и на заготовку устанавли-
вается за счет растяжения ползунов контейнера. Во
время этого перемещения масло в камере прессования
течет обратно в усиливающую камеру через отверстие
в рабочем плунжере. Разработан узел сегментного кон-
тейнера с гидравлической поддержкой для прессования
очень хрупких материалов. Этот узел обеспечивает воз-
можности выполнения простого или гидромеханического
прессования с очень высокими гидростатическими дав-
лениями (обычно до 31500 ат) без повреждения кон-
тейнера.
Узел представляет собой напорный сосуд (баллон),
составленный из сегментов, установленных в пластмас-
совых втулках, которые уплотняются в камере прессо-
вания. Узел погружается в контейнер и приводится в
работу от жидкости давлением до 12500 кГ1см2
(80 Т/дюйм2). Плунжер камеры прессования приводится
в движение главным усиливающим плунжером и созда-
ет очень высокие давления. Прессование осуществляется
аналогично простому гидростатическому прессованию.
Недостаток пресса 1600/80 — громоздкость оборудо-
вания и сложность эксплуатации.
Для упрощения оборудования указанную схему не-
сколько видоизменили и выполнили на базе одного коп-
76
Тейнера. На рис. 30 показана наладка установки для
исследования процесса гидромеханического выдавлива-
ния металлов. Ступенчатый пуансон 1 и втулка 2 делят
полость контейнера 4 на две части, сообщающиеся меж-
ду собой за счет сверления в пуансоне, так что давление
жидкости в обеих полостях одинаково.
В момент прессования металла избыточная жидкость
из нижней полости выжимается пуансоном в верхнюю
полость, причем давле-
ние на торце заготовки 3
больше бокового давле-
ния жидкости. Соотно-
шение этих давлений оп-
ределяют по формуле
Г)2__ г)2
₽1РН.= 1+—2------Р. (14)
Рж £>2
Разработанная кон-
струкция установки поз-
волила осуществить про-
цесс гидромеханическо-
го прессования при нали-
чии одного контейнера,
что является важным
Рис. 30. Схема установки для гид-
ромеханического прессовл НИЯ
преимуществом по срав
нению с двухкоптейнерпой конструкцией. Кроме того,
установка может быть легко переналажена для прове-
дения экспериментов по гидростатическому и обычному
процессам прессования, что очень удобно для получения
объективных сравнительных данных по трем процессам.
На установке, схема которой приведена на рис. 30,
были проведены лабораторные исследования гидромеха-
нического выдавливания [50, с. 103 109]. Исследования
подтвердили все перечисленные выше преимущества про-
цесса. Однако установка имеет существенные недостат-
ки: она содержит много элементов, требующих падеж-
ного уплотнения, что приводит к частым нарушениям
герметизации; не обеспечивает высокой производитель-
ности, так как подготовка к повторному прессованию
занимает слишком много времени; при увеличении об-
щих габаритов контейнера по сравнению с гидростатиче-
ским прессованием рабочий обьем контейнера очень мал.
77
Для устранения указанных выше недостатков необ-
ходимо учесть, что выдавливание металла при правиль-
ном выборе смазки происходит при постоянном давле-
нии жидкости. Поэтому можно осуществить гидромеха-
ническое прессование по следующей схеме: пуансон
вначале сжимает жидкость до давлений, необходимых
для осуществления бокового подпора, по недостаточных
для выдавливания металла. Количество жидкости вы-
бирают таким образом, что-
бы в этот момент пуансон
коснулся торца заготовки.
Дальнейшее перемещение
пуансона не должно вызы-
вать повышение давления
жидкости, так как в про-
тивном случае заготовка
начнет перемещаться со
скоростью, большей скоро-
сти пуансона, и установит-
ся процесс обычного гидро-
статического прессования.
Если исключена возмож-
ность перетекания жидко-
сти, то необходимо, чтобы
объем, который занимала
жидкость в момент касания
Рис. 31. Схема установки для гид-
ромеханического прессования бс<
перепуска жидкости
пуансоном заготовки, при-
дальнейшем перемещении пуансона оставался постоян-
ным. Это возможно в том случае, если диаметр за1 став-
ки равен диаметру пуансона, а контейнер выполнен в
виде двух ступеней (рис. 31), причем в ступени меньше-
го диаметра 2 размещен узел уплотнения пуансона [85].
Процесс прессования на подобной установке значитель-
но проще.
Перед началом выдавливания заготовку 5 устанав-
ливают в ступени большего диаметра 4 и уплотняют
в матрице 6. Затем в контейнер подают рабочую жид-
кость 3 в количестве, необходимом для создания боко-
вого подпора заготовки. Количество жидкости можно
определить расчетным и экспериментальным путями.
На этом заканчивается подготовка установки к прес-
сованию. Затем пускаем пресс на рабочий ход. Пуан-
сон 1 входит в отверстие в контейнере и начинает сжи-
78
мать жидкость до тех пор, пока торец пуансона коснется
торца заготовки. Уплотнения высокого давления 7 пре-
пятствуют выходу жидкости из контейнера. К этому
моменту давление жидкости становится достаточным
для того, чтобы предотвратить осаживание заготовки
от непосредственного воздействия пуансона.
Так как пуансон и заготовка имеют равные диамет-
ры, то дальнейшее перемещение пуансона не вызовет
повышения давления жидкости. В момент начала плас-
тического истечения
металла через очко
матрицы торцовое дав-
ление па слиток будет
несколько выше боко-
вого подпора жидко-
сти.
Скорость истече-
ния металла опреде-
ляется скоростью пе-
ремещения пуансона, а в
умноженной па вы-
тяжку. ДлЯ остановки Рис. 32. Гидромеханическое выдавли-
J ’ вание:
процесса достаточно
1 а — обратное: о — совмещенное
остановить перемеще-
ние пуансона. После
выдавливания слитка в коп гейнер помещают следую-
щий слиток, причем последующие слитки могут не иметь
конусной части. Это — также существенное преимуще-
ство процесса гидромеханического прессования, так как
сокращаются потери металла и не требуется дополни-
тельная обработка по изготовлению конуса.
Испытание установки для гидромеханического прес-
сования металлов было проведено в лабораторных усло-
виях. Испытания показали надежность конструкции и
подтвердили все перечисленные преимущества процесса
гидромеханического прессования Промышленное внед-
рение этого процесса прессования безусловно даст зна-
чительный технико-экономический эффект.
Разновидность описанного способа — обратное гид-
ромеханическое прессование по схеме, приведенной на
рис. 32, а. Диаметр заготовки 3 равен наружному диа-
метру плунжера 1. Перед прессованием заготовку 3 уста-
навливают в контейнере 4 на упор 5, который опирается
79
на пружину 6. Заливают рабочую жидкость 2 и вводят
плунжер 1. При движении плунжера до упора в кони
ческий торец заготовки через отверстие в плунжере
удаляется воздух и излишки жидкости. При дальней-
шем перемещении плунжера и по мере осадки пружи-
ны 6 достигается надежная герметизацья контактной
зоны и повышение давления рабочей жидкости до Рбок-
Истечение металла начинается при некотором пре-
вышении торцового давления, возникающего при до-
стижении упором дна контейнера. Давление бокового
подпора при этом остается постоянным. Расчетной в
процессе является высота деформации пружины 6, кото-
рая определяет объем вытесненной жидкости и, следо-
вательно, максимальное давление бокового подпора.
Для надежности работы установок необходимо при-
менять заготовки с небольшими колебаниями размеров
(высоты и диаметра), так как от размеров заготовки,
в конечном счете, зависит отношение величины бокового
подпора к торцовому давлению.
Этого недостатка лишена установка, изображенная
на рис. 32,6. В данном случае соотношение между бо-
ковым и торцовым давлением зависит только от соотно-
шения площади поперечного сечения втулки 5 и заго-
товки 3:
Ртрц _ | J Рв
Рбок Fн
где FB— площадь поперечного сечения втулки;
FK— площадь поперечного сечения заготовки.
Если диаметр заготовки приблизительно равен внут-
реннему диаметру втулки, то толщину стенки втулки
можно определить по формуле
где hB—толщина стенки втулки.
Рассматриваемая установка имеет важное преиму-
щество— простота наладки и эксплуатации.
3. СПОСОБЫ УПЛОТНЕНИЯ ПУЛПСОПА II МАТРИЦЫ
Большие затруднения при работе па установках с
давлениями выше 12000 15000 ат возникают с уплотне-
ниями. Уплотнение - основной узел, определяющий ра-
80
ботоспособность всей установки в целом. При давлениях
20000 ат необходимо заменять новое уплотнение с под-
гонкой на каждую прессовку. В настоящее время, на-
пример, при прессовании стальных профилей (давление
до 19000 ат) максимальное количество прессовок на
одном уплотнении без замены колец не превышает двух-
трех. С понижением давления стойкость уплотнений по-
вышается и при давлениях 10000—12000 ат составляет
до 10 и более прессовок. Стойкость уплотнений на мат-
рице в 1,5—2 раза выше, чем па плунжере. Ее можно
повысить за счёт усложнения конструкции, однако при
этом увеличивается стоимость изготовления [75, 86, 87].
Поэтому наиболее рационально совершенствовать
простые уплотнения, выбирая необходимые размеры,
форму, зазоры и материал колец. Учитывая простоту из-
готовления и возможность применения недефицитных
материалов, уже при существующей стойкости затраты
на уплотнения будут незначительны.
Уплотнения бывают подвижные и неподвижные. Из-
готовить неподвижные уплотнения (например, матрицу,
узлы соединения различных агрегатов высокого давле-
ния и др.) значительно проще. Они надежнее в эксплуа-
тации.
Надежность работы подвижных уплотнений во мно-
гом зависит от чистоты поверхности канала контейнера
по всей длине. Это значительно усложняет изготовление
внутренней втулки контейнера. Малейшие риски и за-
диры па зеркале контейнера приводят к утечке жидко-
сти через уплотнения. Этим объясняется различная
стойкость уплотнений одного типа, установленных на
матрице или плунжере.
Подвижные уплотнения
Практика конструирования уплотнений для устано-
вок, работающих в области давлений порядка 1000 ат,
в значительной степени уже установилась. Основной
принцип любого метода уплотнения должен предусмат-
ривать либо высокие уплО1няющие давления в контакт-
ных точках, либо самоуплотняющуюся систему, в кото-
рой уплотнение существенно улучшается по мере увели-
чения давления. Выбор способа уплотнения в каждом
отдельном случае зависит до некоторой степени от рода
проводимой работы (и от диапазона давлений). Повы-
6—739
81
сившийся в последнее время интерес к работам при вы-
соких давлениях привел к применению новых материа-
лов и методов, значительно облегчающих работу со
сложным оборудованием высокого давления. Некоторые
из этих материалов и методов рассматриваются ниже.
Рис. 33. Основные способы уплотне-
ния пуансона
Наиболее распространенным и эффективным являет-
ся уплотнение, предложенное Бриджменом и основанное
на использовании принципа так называемой «некомпен-
сированной площади» [2]. Этот тип уплотнения показан
на рис. 33, а—в. В пуансоне 1 имеется глухое отверстие,
в которое плотно входит стержень грибка 5. Между
грибком и пуансоном устанавливают набор шайб. Шай-
бы 2 и 4 изготовлены из меди М4, шайба 3— из высо-
кокачественного уплотнительного материала фтороплас-
та 4. Во время работы установки давление на шайбы
всегда больше давления жидкости в контейнере:
Рш - Р.----7—. (17)
^кр
где рш—давление на уплотнительные шайбы;
Fz— некомпенсированная площадь грибкового уп-
лотнения;
82
FKP— площадь Поперечного сечения рабочей полости
контейнера.
Шайбы, деформируясь, заполняют зазор между пуан-
соном и контейнером. Однако, как показал опыт работы
с таким пуансоном, герметизация контейнера часто
нарушается. Надежность уплотнения существенно по-
вышается, если вместо плоского медного кольца 2 ис-
пользовать коническое латунное кольцо 4 (рис. 35,6);
уплотнение может надежно работать и при отсутствии
фторопластового кольца (рис. 33,в). Уплотнение такого
типа без фторопластового кольца широко использова-
лось нами при горячем гидростатическом прессовании
(фторопласт при температуре выше 250°С будет разла-
гаться).
Однако отношение площадей в уплотнении типа не-
компенсированной площади нельзя увеличивать до про-
извольно большой величины, так как слишком высокое
давление в прокладке может создать условия для «пере-
кусывания» стержня обтюратора, в результате чего
верхняя часть последнего выбрасывается с очень боль-
шой скоростью. Таким образом, предел текучести мате-
риала стержня ограничивает отношение площадей для
данного давления. Этот ограничивающий предел можно
несколько изменить, если уменьшить толщину прокладки
и использовать принцип массивной поддержки. Экспе-
рименты показали, что при толщине прокладок 0,4 мм
можно применять отношение площадей, равное четырем
[88].
Надежное уплотнение получается при запрессовке в
контейнер 7 медного кольца [89] по схеме, представлен
ной на рис. 33, г. Недостаток такого уплотнения — необ-
ходимость изготовления большого количества медных
колец 6 (повторное использование кольца невозможно),
а также трудность последующего извлечения кольца из
копгейнера. Второй недостаток свойственен и уплотне-
ниям грибкового типа при выполнении их по схеме,
представленной на рис. 33, а—в — грибок с уплотни-
тельными шайбами, как правило, остается в контейнере
и для их извлечения приходится разбирать всю уста-
новку.
На рис. 34 приведена конструкция прессшайбы, кото-
рая обеспечивает надежное уплотнение и высокую про-
изводительность процесса. Прессшайба с помощью бол-
6*
83
га-тяги ’ связана с пуанеоном 1 и при движении послед-
него вверх извлекается из контейнера.
Второй, более простой тип уплотнения осуществляет-
ся с помощью О-образпых колец (рис. 35). В работе
[90] впервые описано применение О-образпых колец для
уплотнения поршня мультипликатора, работающего в
области давлений до 10000 ат. Оказалось, что в том
случае, когда О-образное кольцо не выдавливается, об-
ласть его применения может
быть столь же велика, как и об-
ласть применения уплотнений
Бриджмена. Имеются сообще-
ния о надежной работе О-образ-
ных колец при давлениях до
Рис. 35 О-образпос уплотнение [90]:
/ — поршень мультипликатора,
2 — уплотняющее кольцо; 3 — О-об-
разпое кольцо
Рис. 34. Конструкция
прессшайбы:
/ — пуансон; 2 — болт-тя-
га; 3 — головка пресс-
шайбы; 4 — коническое
кольцо; 5 — медное коль-
цо; 6 — грибок
16000 ат. Дополнительное преимущество такой проклад-
ки— отсутствие эффекта «перекусывания», имеющего
место в уплотнениях Бриджмена [88].
Уплотнение с помощью О образного кольца широко
применяют в настоящее время при создании установок
высокого давления. Такое уплотнение надежно работает
при герметизации подвижных н неподвижных узлов.
Надежная герметизация может быть достигнута также
при использовании колец круглого, треугольного и даже
прямоугольного сечения [91].
Однако при давлениях рабочей жидкости порядка
18000—20000 ат и выше подвижные уплотнения с не-
компенсированной площадью могут стать не эффектив-
ными вследствие отставания деформации сжатия пуан-
сона от деформации растяжения внутренней втулки коп-
84
тейнера. Зазор между пуансоном и контейнером стайо
вится слишком велик для надежной компенсации его
с помощью деформации уплотнительных колец, и про-
исходит прорыв жидкости.
Повысить максимальные давления прорыва жидкости
и срок службы уплотнений можно, используя сегмент-
ную конструкцию кон-
тейнера с автоматиче-
ски регулируемым дав-
лением гидравличес-
кой поддержки (рис.
36) [92]. В случае
прорыва жидкости 9
в зазор между внут-
ренней втулкой кон-
тейнера 10 и плунже-
ром 1 жидкость по ка-
налам 3 попадает в
емкость 4. В резуль-
тате давление жидко-
сти в полости гидро-
пояса 4 начнет возра-
стать, а это вызовет
повышение сжимаю-
щих напряжений на
внутренней втулке 10:
Рвт = р-у-, <18>
d2
где р — давление жид-
кости в емкости 4.
Перетекание жид-
кости прекратится при
определенном давле-
Рис. 36. Схема самоуплотнения плунже-
ра в контейнере сегментной конструк-
ции [92]:
1 — плунжер; 2 — верхний конус; 3— ка-
нал перепуска рабочей жидкости н
гндропояс; 4 —полость гидропояса;
5 — герметизирующая втулка; 6— сег-
менты; 7 — нижний конус; 8 — шток:
9 — рабочая жидкость; 10 — внутренняя
втулка
пии рВт, которое компенсирует растягивающие напря-
жения, и произойдет замыкание зазора между контей-
нером и плунжером.
Простая и падежная система уплотнения пуансона
и матрицы разработана Исследовательским центром
Комиссариата по атомной энергии Франции [93]
(рис. 37). Работа уплотнения этого типа аналогична ра-
боте ручного машинного или велосипедного пневмати-
ческого насоса. Под действием возрастающего внутрен-
85
него давления стенки стакана прижимаются к контей-
неру и обеспечивают надежное уплотнение. Эти уплот-
нения могут быть изготовлены из алюминия, меди,
латуни и мягкой стали.
При выдавливании по этому способу вначале вводят
определенное количество смазки, потом заготовку, зад-
Рис. 37. Схема гидростатического выдавливания прутков (по способу
исследовательского центра СЕ А, Франция) [93]:
а—частичное заполнение уплотненного контейнера рабочей жидкостью;
б — загрузка заготовки в контейнер; в — герметизация верхней части
контейнера уплотнением (заглушка); г — выдавливание круглого прутка
нюю заглушку и пуапбоп, затем начинается выдавлива-
ние прутка.
Уплотнения типа заглушек могут быть изготовлены,
например, высокопроизводительным методом листовой
штамповки. Поэтому стоимость их невысока, и смена
после каждой прессовки может быть приемлемой в усло-
виях промышленного производства ряда труднодефор-
мируемых материалов.
Рассмотренная система уплотнения имеет ряд пре-
имуществ:
1) возможно использование серийных контейнеров и
прессов для осуществления гидропрессоваиия при дав-
лениях до 12000 ат,
2) процесс гидропрессоваиия можно вести с нагре-
вом материала заготовки до 1000—1300°С;
3) исключается операция изготовления уплотняюще-
го конуса па торце заготовки, благодаря чему экономит-
ся материал.
Последнее обстоятельство особенно важно при де-
формировании высоколегированных дорогих материалов,
механическая обработка которых — очень трудоемкая
операция.
86
Стационарные уплотнения
В известных конструкциях стационарных уплотнений
[8, 77] отсутствует непосредственное воздействие рабо-
чей жидкости на уплотнительные кольца. Уплотнитель-
ные кольца отделены от рабочей жидкости шайбами или
шайбами и распорными конусными кольцами. Принцип
действия заключается в предварительном поджатии
Рис. 38. Стационарное уплотне-
ние плунжера [911
канал увеличивается в
эластичного кольца к поверх-
ности контейнера и поршня до
напряжений, превышающих
максимальное рабочее давле-
ние жидкости. Применение уп-
лотнений такого типа связа-
но со значительными потеря-
ми при низких давлениях и
холостом ходе поршня. Преи-
мущество стационарных уп-
лот пений — возможность сни-
жения требований к качеству
поверхности капала контейне-
ра, увеличение рабочих дав-
лений при значительном по-
вышении стойкости уплотни-
тельных колец.
При высоких давлениях
контейнер работает в упруго-
пластической зоне, его рабочий
диаметре и приобретает криволинейную форму. Поэто-
му при высоких давлениях применяют стационарную си-
стему уплотнения сальникового типа. В этом случае нет
необходимости в точной обработке внутреннего канала
контейнера и подгонке по нему рабочего штока. Схема
нагружения штока на продольный изгиб более благо-
приятна. Сальниковое уплотнение имеет длительный
срок службы.
Наиболее простое уплотнение состоит из пяти колец
(рис. 38). Нажимное кольцо / изготовляют с большой
точностью из стали ШХ15 (HRC=60 ч- 65). Нажимное
кольцо образует с плунжером зазор 0,01—0,02 мм, в
гнезде 0,015—0,025 мм. Подпорные кольца 2, 3 и упор 5
изготовляют из бронзы Бр. Б2 (HRC=35 ч- 40) [91],
уплотни тельное кольцо 4 — из фторопласта. Кольцо
87
выполняют с натягом 0,1—0,2 мм относительно плунже-
ра и гпезда. Срок службы уплотнения определяется
стойкостью кольца 5 и составляет сотни циклов.
Уплотнение матрицы по методу ИФМ АН СССР со-
стоит из следующих деталей (рис. 19): матрицы 6, на-
жимного кольца 5, двух уплотнительных шайб и опор
ного болта 7. Матрица и нажимное кольцо изготовляют
из стали ЗХ2В8. После термообработки по режиму за-
Рис. 40. Герметизация
матрицы с помощью
двух колец [91]
Рис. 39 Герметизация
ч- матрицы с помощью гид-
роподжима (Филимо-
нов Ю Ф.)
калка с температуры 1075—1125° С в масло, отпуск при
температуре 500° С сталь имеет следующие механиче-
ские свойства: HRC=§2 -49, ов=170 кГ1мм2, от=
= 158 кГ)мм2, «„==3,5 кГм!см2, лр = 26%, 6=3,3%,
<Тт/сгв=0,95.
Уплотнительные кольца изготовляют из высококаче-
ственного термостойкого фторопласта 4 и латуни Л62.
Перед прессованием нажимное кольцо в результате
затягивания болта создает предварительное уплотнение
матричного узла, так как нижним своим торцом оно
упирается в набор уплотняющих колец, а верхним — в
уступ в контейнере, который образуется при переходе от
диаметра 30 мм к диаметру 38 мм. В момент прессова-
ния жидкость высокого давления давит па верхний то-
рец нажимного кольца, давление передается на набор
88
уплотнительных колец и за счет этого достигается уплот-
нение матричного узла.
В установках, особенно с вынесенным источником
давления жидкости, уплотнение матрицы осуществляет-
ся путем создания контактных напряжений по кольцевой
конической поверхности сочленения цилиндр — матрица
(см. рис. 17). Усилие, необходимое для этой операции,
создает гидравлическое устройство, ввинчиваемое в ра-
бочий цилиндр.
В устройстве, принципиальная схема действия кото-
рого показана па рис. 39 [94], давление прижима кон-
тейнера 2 к матрице 3 обеспечивается давлением рабо-
чей жидкости в контейнере (рис. 39), которое создается
перемещением рабочего плунжера 1. Важное преимуще-
ство этой системы уплотнения матрицы — постоянная
автоматически устанавливающаяся связь давления
жидкости в контейнере и контактного напряжения мат-
рица контейнер.
Недостаток описанной выше системы уплотнения —
необходимость высокой чистоты и точности изготовле-
ния сопрягаемых поверхностей.
В работе [91] описана исключительно простая кон-
струкция уплотнительного узла матрицы (рис. 40).
Уплотнение состоит всего из двух колец. Опорное коль-
цо 1 изготовляют из бронзы или латуни с зазором
0,01 мм относительно матрицы 3 н контейнера. Уплот-
няющее кольцо 2 (фторопласт 4) выполняют с натягом
по диаметрам 0,2 мм. Такое уплотнение устанавливают
даже на матрицу с необработанной поверхностью, и его
можно применять при давлении до 30000 ат.
Надежность уплотнительного узла зависит также от
вязкости уплотняемой жидкости, причем чем вязкость
выше, тем легче добиться надежного уплотнения. Это
объясняется тем, что сопротивление истечению жидко-
сти в зазор прямо пропорционально ее вязкости.
С целью повышения герметичности уплотнений и со-
хранения оптимальных условий трения в очаге деформа-
ции в качестве рабочей среды можно использовать
несмешивающиеся жидкости с различной вязкостью, при-
чем высоковязкую жидкость располагают над маловяз-
кой [95].
Проблема уплотнения практически полностью отпа-
дает при выдавливании высоковязкими квазижидкими
89
средами. Так, при выдавливании порошком на основе
графита со скоростью деформирования 700 мм/сек на-
дежная герметизация была обеспечена при зазоре между
контейнером и инструментом 0,05—0,10 мм. Это позволи-
ло применять для гидропрессования квазижидкой средой
на основе графита серийную оснастку без использования
специальной системы уплотнения [65].
При прочих равных условиях значительное влияние
на герметичность уплотнений оказывает скорость повы-
шения давления в жидкости. Так, например, при созда-
нии давления в жидкости объемом 8-Ю3 см3 ударом
плунжера массой 5 кг со скоростью о0=25,3 м!сек даже
при наличии значительного радиального зазора 0,3 мм
давление в жидкости достигает 3600 ат. При нулевом
зазоре давление жидкости повышается при прочих рав-
ных условиях до 3900 ат [29, с. 18—22].
4. ПЛУНЖЕР, МАТРИЦА, ЗАГОТОВКА
Работоспособность основных деталей установок опре-
деляется не только выбором материала, но и в значи-
тельной мере конструктивным оформлением и техноло-
гией их изготовления. Неоднократно наблюдались слу-
чаи, когда более качественно изготовленные детали из
стали с худшими механическими свойствами работали
надежнее, чем такие же детали из другой стали с более
высокими механическими свойствами, при изготовлении
которых были нарушены технологические режимы.
Некоторые требования к конструкции и обработке
деталей были изложены выше. Общим требованием к
деталям, работающим при 'высоких давлениях, является
отсутствие резких переходов, острых кромок, проточек
и других концентраторов напряжений. Разрушение обыч-
но начинается в этих местах. Очень трудно обеспечить
стойкость деталей, в которых из-за неудачной конфигу-
рации или различия сопрягаемых размеров возникают
большие растягивающие остаточные напряжения после
термообработки. В лучших условиях находятся детали,
материал которых в процессе работы подвергается в ос-
новном сжимающим напряжениям. В отдельных случа-
ях конструктивным путем создают условия для получе-
ния предварительно сжимающих напряжений, соизмери-
мых по величине с давлением прессования, в тех деталях,
90
которые под нагрузкой испытывают растягивающие на-
пряжения. Пример такого решения — изготовление мно-
гослойных контейнеров.
В отдельных случаях удачным конструктивным реше-
нием можно значительно упростить деталь. Матрицы,
массивные при установке вне контейнера, стали ком-
пактнее и намного меньше по размерам при их разме-
щении внутри контейнера. Одновременно упростилось
и стало надежнее уплотнение матриц. На основе имею-
щегося в настоящее время опыта можно сделать неко-
торые замечания по конструктивному оформлению ос-
новных деталей узлов, а также выбору материалов.
При изготовлении плунжеров опробованы различные
марки сталей и твердых сплавов: ХВГ, ШХ15, PI8,
4Х8В2, ЗХ2В8, ВК15 и др. Стали подвергали ковке и
термообработке до твердости по поверхности HRC=
= 56—60. При давлениях 5000—12000 ат удовлетвори-
тельную стойкость показали детали из стали марок
ШХ15 и ЗХ2В8. При давлениях 12000—29000 ат приме-
няют стали с ов = 200—210 кПмм2, 6=6,5—7%,
ЯЯС=56.
Плунжер
Конструкция плунжера с подвижным уплотнением
«грибкового» типа (рис. 21) выполнена в виде двух
частей — стержня (рис. 41) и ввинчивающейся головки
(см. рис. 34), представляющей собой уплотнительный
узел. Такое исполнение плунжера обеспечивает ряд пре-
имуществ в условиях промышленного производства.
4Z5
Рис. 41. Конструкция плунжера с подвижн jtfM уплотнительным узлом
91
W
250
Рис. 42. Конструкция плунжера
при стационарной системе уп-
лотнения
ж л
6
На стадии изготовления:
1) сокращаются габариты требуемых поковок для
изготовления плунжера;
2) упрощается механическая обработка стержня
плунжера. Поле допусков по поверхности составляет
0,2—0,8 мм\
3) головка и стержень могут быть термически обра-
ботаны па различную твердость.
На стадии эксплуатации:
1) повышается производи-
тельность за счет сокращения
времени, необходимого для
смены уплотнительных колец.
На прессе имеется перед нача-
лом прессования несколько
полностью собранных головок.
При выходе из строя уплотне-
нии головку выворачивают из
стержня и устанавливают но-
вую. Время, необходимое па эту операцию, не превышает
времени подготовки контейнера к повторному прессова-
нию. Параллельно с процессом прессования подручный
прессовщика меняет вышедшее из строя уплотнительное
кольцо. При выходе из строя головки цельнометалличе-
ского прессштемпеля значительное количество времени
идет па его смену. Если прессштемпель сборный, замена
головки, как показано выше, не требует дополнительного
времени;
2) стойкость стержня прессштемпеля выше стойкости
головки, поэтому сборная конструкция позволяет сокра-
тить расход высоколегированной инструментальной
стали и объем механической обработки за счет смены
лишь головки прессштемпеля (или отдельных ее эле-
ментов) .
На рис 42 приведена конструкция плунжера при
стационарном уплотнении (см. рис. 38).
Плунжер представляет собой гладкий цилиндр. Для
снижения износа уплотнительных колец чистота поверх-
ности плунжера должна соответствовать 9--11-му клас-
су. На торце изготовлена конусная заходная часть, при-
чем угол конусности выбирают равным не более 30 град,
переход от конусной поверхности к цилиндрической
скругляют.
92
Расчет плунжера па прочность не отличается от рас-
чета прессштемпеля при обычном прессовании [96].
Матрица
Конструкция матрицы зависит от применяемого спо-
соба уплотнения. На рис. 43 приведены конструкции ос-
новных типов матриц.
Ф 65 ±0,05
О
Рис. 43. Конструкции основных типов матриц [91:
а —матрица для установки вне контейнера; б — матрица для установ-
ки в контейнере
Матрицы, уплотняемые с помощью гидроподжима
(см. рис. 17), расположены вне контейнера и имеют
большие размеры. Для повышения прочности матриц их
бандажируют росадкой с натягом одного или несколь-
ких колец.
Преимущество такой конструкции матриц по сравне-
нию с матрицами, размещенными в контейнере, — в бо-
лее полном использовании объема контейнера, т. е. при
равных размерах контейнера становится возможным
применение более длинной заготовки.
Недостатки матриц с наружным расположением:
громоздкость и ненадежность уплотнительного узла,
большая металлоемкость и сложность изготовления, от-
сутствие жидкостного бокового подпора в процессе вы-
давливания.
Матрицы с гидроподжимом применяли на первых
установках. В настоящее время почти во всех гидро-
прессовых конструкциях применяют матрицы, распола-
гаемые внутри рабочего контейнера В результате от-
93
падает необходимость в специальной гидросистеме для
уплотнения матрицы. За счет бокового подпора жид-
кости становится возможным применение тонкостен-
ных матриц, при этом калибрующий поясок матрицы
должен быть всегда расположен выше уплотнительных
колец. При необходимости увеличения наружного диа-
метра матрицы,
Рис. 44. Комбиниро-
ванная матрица
например для запрессовки твердоспла-
вной вставки, в контейнере изготовля-
ют специальную полость большего ди-
аметра (см. рис. 19).
Как отмечалось выше, важным
преимуществом процессов гидропрес-
сования являются жидкостные усло-
вия трения на всех участках движе-
ния деформируемого материала. Од-
нако при определенных условиях (см
гл. III) жидкостная пленка может
нарушаться Установлено, что надеж-
ность смазки возрастает при исполь-
зовании комбинированной матрицы
(рис. 44). По кольцевым проточкам
жидкость подводится во время прессования в контакт-
ную зону очага деформации. Применение подобной кон-
струкции матрицы позволило устранить начальный пик
давления и повысить общий срок службы матрицы.
Для облегчения обработки очка матрицы сложного
профиля ее можно изготовлять из отдельных секторов,
обработка которых проще. Матрицу устанавливают
в тонкостенную обойму. При подъеме давления жидко-
сти в контейнере оболочка плотно охватывает секторы,
предотвращая утечку жидкости из контейнера. От
сутствие растягивающих напряжений позволяет исполь-
зовать для изготовления матриц высокопрочные, но
плохо работающие на растяжение материалы*.
Заготовка
На торце заготовки перед гидропрессованием, как
правило, изготовляют конус, точно отвечающий заход-
ному конусу матрицы. Конус необходим для предвари-
тельного уплотнения заготовки в месте контакта с
* Патент (англ.), кл. ВЗР (В21с), № 1109871, 1968.
94
матрицей, что достигается запрессовкой с определенным
усилием заготовки в матрицу. Дополнительная операция
механической обработки торца заготовки на конус неже-
лательна, так как удорожается технологический процесс,
часть металла заготовки переходит в стружку, увеличи-
ваются технологические отходы при удалении нерав-
номерно деформированного выходного конца пресс -
изделия.
Существенный недо-
статок процесса гидро-
статического прессова-
ния — сложность предот-
вращения разрядки кон-
тейнера в конечной ста-
дии прессования. Часто
для запирания канала
матрицы в этой стадии
применяют заготовку с утолщением на задней торцовой
части. Начало выдавливания утолщенной части легко
фиксируется по манометру — давление резко возра-
стает.
В этот момент процесс останавливают. При таком
способе торможения заготовки, помимо увеличения тех-
нологических отходов металла, резко снижается произ-
водительность процесса, так как после каждой прес-
совки установку необходимо разбирать, тем или иным
способом отрезать прессизделие и удалять прессоста-
ток.
Разработанные нами способы гидромеханического
прессования, а также ряд способов торможения пресс-
изделия в конечной стадии прессования позволили уп-
ростить конструкцию заготовки и резко повысить про-
изводительность процесса за счет прессования «слиток
за слитком» (см. гл. IV).
Пик начального давления выдавливания можно
снизить, изменив конструкцию заготовки. На коничес-
кой части заготовки делают продольные и поперечные
проточки, благодаря чему улучшаются условия смазки
в начальный момент прессования1. К снижению началь-
ного давления приводит изготовление полости в перед-
нем торце заготовки.
1 Патент (япон), кл. 12С223.1, № 8353, 1969.
95
Как уже отмечалось, заготовка при гидропрессова-
нии не связана с формой контейнера и может быть
самой различной конфигурации свернутой в спираль
в один или несколько рядов, ступенчатой, имеющей
профилировку, близкую к прессизделню, и др. Эту за-
мечательную способность широко используют в про-
мышленных условиях и при проведении исследований.
Так, например, выдавливанием ступенчатых заготовок
нам удалось значительно сократить количество экспе-
риментов при изучении влияния степени деформации
при гидроэкструзии на структуру и свойства прессиз-
делий.
Создавая утолщения различного диаметра на пе-
редней части заготовки, можно изменять давление вы-
давливания жидкости при деформировании заготовок
с одинаковой степенью деформации. На этом же прин-
ципе основан метод высокоскоростного деформирова-
ния металлов. На рис. 45, а показана схема процесса
и приведены индикаторные диаграммы выдавливания
заготовки без утолщения 1 и с утолщением 2 (рис.
45,6). Заштрихованная часть диаграммы представляет
избыточную энергию, запасенную в упругодеформиро-
ванной системе инструмент — жидкость. Она переходит
в кинетическую энергию движения заготовки.
Применяя упрощенный расчет, можно определить
максимальную скорость движения заготовки:
(19)
где Л113б— избыточная энергия упругодеформиро-
ванных инструмента и жидкости;
т— масса заготовки;
v— максимальная скорость движения заго-
товки.
Скорость изделия может быть чрезвычайно высокой
— до 500 м!сек. Энергию, запасенную изделием в ре-
зультате высокоскоростного гидропрессования, исполь-
зуют для осуществления операций правки или калиб-
ровки (подробнее см. гл. IV).
96
5. КОНТЕЙНЕР
Контейнер гидропрессовой установки является вы-
соконагруженпым узлом. Конструктивно контейнер вы-
полняют однословным, многослойным и бандажирован-
ным намоткой высокопрочной проволокой или лентой.
Расчеты на прочность толстостенных сосудов подроб-
но разработаны в ряде исследований [97—101].
Обозначим через ri и г2 внутренний и наружный
радиусы сосуда соответственно, а их соотношение —
через n2=r2/ri.
Согласно работе [3], максимальное внутреннее да-
вление для однослойного закрытого цилиндрического
сосуда, работающего в упругом режиме ( в соответст-
вии с условием пластичности Л\изеса—Генки), опреде-
ляется формулой
р = ст(п!-1) п}уЗ, (20)
где ав — предел текучести материала сосуда.
Из выражения (20) следует, что с увеличением тол-
щины стенок сосуда, работающего в упругом режиме,
повышение максимально возможного внутреннего дав-
ления замедляется, и даже для сосуда с бесконечно тол-
стыми стенками величина этого давления не превышает
значения ат/|/ 3. Это объясняется тем, что напряжения
в стенке сосуда распределяются неравномерно и, до-
стигая максимума у внутренней поверхности сосуда, бы
стро убывают по толщине стенки. При этом значитель-
ная часть материала сосуда остается недогруженной.
Таким образом, при работе сосуда в упругом режиме
увеличение толщины стенки не позволяет даже при ис-
пользовании самых прочных материалов повысить мак-
симальное давление свыше (104-12) -103 кГ1см?.
Однако момент появления пластических деформа-
ций у внутренней поверхности цилиндра далеко не
соответствует исчерпанию грузоподъемности конструк-
ции. Для правильной оценки прочности цилиндра необ-
ходимо произвести расчеты по допускаемым нагруз-
кам.
Полное исчерпание грузоподъемности произойдет
тогда, когда кольцевая пластическая зона, распростра-
няясь от внутренней поверхности цилиндра, дойдет до
наружной; разрушение наступит в тот момент, когда
7—739
97
материал у наружном поверхности достигнет состояния,
при котором произойдет разрыв. Подробное исследова-
ние работы толстостенных цилиндров при наличии ос-
таточных деформаций провел Н. М. Беляев [98].
j 1а рис. 46 показано отношение внутреннего давле-
ния р2, при котором пластическая зона охватывает все
сечение, к давлению, соответствующему началу пласти-
ческих деформаций р%, в зависимости от соотношения
/7 f,J 1,5 2,0 2,5 3,0
rtlri
Рис. 46. Повышение грузоподъемности
сосуда высокого давления при полном
автоскреплении [971
(21ппо + л2 —д2),
внутреннего и наружно-
го радиусов контейнера.
Оказывается, что дейст-
вительная грузоподъем-
ность значительно выше
получаемой при обычном
методе расчета [97].
Для практического оп-
ределения максимально-
го внутреннего давления
в автоскреплениом сосу-
де можно использовать
следующую формулу
[98]:
(21)
где = г2/г! и п0=г0/г1;
г0—радиус пластической зоны.
При полном автоскреплении, когда пластическая зо-
на распространяется па всю толщину стенки (го=г2),
выражение (21) принимает вид
Р = In «о-
Уз
(22)
Необходимо отметить, что при пластической де-
формации происходит упрочнение материала стенок
сосуда, поэтому формулы (21) и (22) дают несколько
заниженные значения максимальных давлений. Мето-
ды расчета автоскрепленных сосудов с учетом упроч-
нения материала изложены в работах [98—100].
Упругую грузоподъемность толстостенных цилиндров
можно повысить путем создания начальных напряже-
ний. Для этого необходимо изготовить цилиндр из
98
двух цилиндров, вставленных одни в другой. Наружный
диаметр внутреннего цилиндра делают несколько боль-
ше внутреннего диаметра наружного цилиндра. После
надевания наружного цилиндра в нагретом состоянии
на внутренний и его остывания по поверхности сопри-
косновения возникнут реакции, сжимающие внутрен-
ний и растягивающие внешний цилиндры. Наличие
этих начальных напряжений улучшает работу состав-
ного цилиндра при внутреннем давлении. Чаще всего
скрепленные сосуды бывают двухслойными.
Обозначим через гс радиус скрепления двухслойно-
го сосуда, а внутренний и наружный радиусы — соответ-
ственно через ri и г2. Если натяг при запрессовке на-
ружного слоя подобран паи выгоднейшим образом, то
оба слоя должны быть равнопрочными, т. е. при наг-
ружении сосуда внутренним давлением оба слоя дол-
жны одновременно исчерпать запас упругого сопротив-
ления.
Максимальное внутреннее давление двухслойного
сосуда, скрепленного с паивыгодпейшим натягом, мож-
но определить по формуле
р:= _Ех_Г2 (Zsyi. (23)
3 L \ Гс / \ г2 / J
Дифференцируя выражение (23) по гс, получаем
условие максимума величины р в виде
rc = Vrir2. (24)
Условие (24), носящее название соотношения Гадо
липа, позволяет найти наивыгоднейшую величину ра-
диуса скрепления при заданных значениях внутренне-
го и наружного радиусов сосуда.
Для иллюстрации эффективности различных спосо-
бов упрочнения в табл.3 приведены результаты расче-
та максимального внутреннего давления при различ-
ных относительных толщинах стенок однослойных и
двухслойных сосудов, работающих в упругом режиме,
а также автоскрепленных сосудов. Материал сосу-
дов— сталь ЗЗХНЗМА с пределом текучести от =
= 90 кГ1мм2. В табл. 3 через pi и pz обозначены
соответственно внутренние давления для однослойных
сосудов, работающих в упругом режиме, и для двух-
слойных сосудов, скрепленных паивыгодпейшим обра-
Таблица 3
Результаты расчета внутреннего давления для однослойных,
двухслойных и автоскрепленных сосудов [9]
л» pi, кГ/см- р2, к Г/см3 рл, ьГ/см1 Рупр. кГ'см‘
2 3900 5200 7 200 9 500
4 4870 7800 14 400 18 100
6 5050 8660 18 600 24 300
8 5120 9100 21 600 28 800
10 5150 9360 24 000 31 400
оо 5200 — — —
зом при соблюдении соотношения Гадолипа; через
ря —давление для полностью автоскрепленных сосу-
дов, рассчитанное без учета упрочнения, а через р,пр
•—давление для полностью автоскрепленных сосудов,
рассчитанное с учетом упрочнения материала [9].
Из габл. 3 видно, что автоскреплепие является бо-
лее эффективным спосооом повышения максимального
внутреннего давления. Кроме того, автоскреплеппые со-
суды проще и дешевле в изготовлении, чем многослой-
ные.
Следует отметить, что для осуществления полного ав-
тоскреплепия необходимо достижение значительных
пластических деформаций в стенке сосуда. Поэтому
при использовании сосудов с большой относительной
толщиной стенки («2^5) может случиться так, что за-
паса пластичности материала не хватит для полного
автоскрепления и локализации деформации, и, следо-
вательно, разрушение сосуда наступит раньше, чем вся
стейка его перейдет в пластическое состояние Однако
обычно нет необходимости в полном автоскреплепии.
Таким образом, работоспособность однослойных кон-
тейнеров в процессе эксплуатации может быть значи-
тельно повышена по сравнению с расчетной В связи
с этим интересный опыт применения однослойных кон-
тейнеров описан в работе [91]. Контейнер представля-
ет собой однослойный толстостенный цилиндр с отно-
шением радиусов r2/ri = 8, автофреттированиый гидро-
статическим давлением, превышающим рабочее на 15%,
и работающий в упруго пластической области.
100
Замеры внутреннего капала контейнера после 15
циклов нагружений до 30000 ат показали, что дальней-
шего увеличения диаметра не происходит. Это подтвер-
ждает результаты работы [98], свидетельствующие
о том, что пластические деформации затухают с уве-
личением числа нагружений.
Применяют также сосуды, у которых пластическая
деформация составляет 4—6% (Дг/г-100).
На основании накопленного опыта работы с много-
слойными и однослойными контейнерами можно сде-
лать заключение, что из сосудов высокого давления су-
ществующих конструкций, работающих при давлении
до 30000 ат, целесообразно использовать однослойный
Проведены эксперименты по влиянию термообработ-
ки материала иа прочность контейнера. Установлен оп-
тимальный режим термообработки сталей 45ХНВЛ,
45ХНМФЛ, 45ХНВФЛ, применяемых для изготовления
однослойных контейнеров, эксплуатируемых при ком-
натной температуре. Термообработка до твердости
HRC = 394-42 обеспечивает высокую стойкость контей-
нера.
Для работы при 500° С можно применять высоколе-
гированные жаропрочные стали Х4В2ФМ, ЗХ2Н2МВФ,
ЗХ2В8Ф, ЭИ958 и Х6ВЗФМ. Контейнер работает в уп-
руго-пластической зоне, и его рабочий канал приобре-
тает криволинейную форму, поэтому было выбрано
сальниковое уплотнение.
Работоспособность контейнеров во многом зависит
от правильного выбора материала и точного соблюде-
ния режима термообработки. Для проявления эффекта
автоскрепления материал контейнера должен быть дос-
таточно пластичным.
Стали, применяемые для изготовления автоскреплен-
пых сосудов па давления свыше 10000 кГ1см2, должны
иметь следующие свойства: от^ 904-130 кГ1мм\ 6^84-
: Ю%, 4^40%, а„^4 кГм/см2 [9].
Обработка материала контейнера на максимальную
твердость недопустима. Так, например, у стали 40Х, от-
пущенной при 150°С, от = 130 кГ/мм2, 6=1%. При
данных свойствах вследствие недостаточной пластично-
сти разрушение наступает практически сразу за упру-
гим состоянием цилиндра. Практика показала, чго та-
кие сосуды разрушались при давлениях 7000—
101
9000 кГ1см2 [76]. Повышение температуры отпуска до
470—500° С приводит к следующему изменению меха-
нических свойств: от=90 кГ]мм2, 6=12%. В этом
случае возможно полное автоскрепление. Такие сосу-
ды работали без разрушения при давлениях 14000—
15000 ат.
Важным фактором при подборе материала сосуда
высокого давления является прокаливаемость и равно-
Рис. 47. Сборный контейнер для гидропрессования заготовок боль-
шой длины
мерность распределения механических свойств по се-
четно. Толстостенный контейнер большой длины труд-
но проковать с одинаковой проработкой структуры по-
всей толщине. Значительно усложняется и механическая
обработка. В этой связи весьма перспективны контей-
неры, собранные из отдельных шайб (рис. 47). Коптей
нер такой конструкции* имеет ряд существенных пре-
имуществ:
1) шайбы могут быть изготовлены из поковок не-
большой величины с равномерной проработкой струк-
туры;
2) можно легко добиться сквозной и равномерной
прокаливаемости топких шайб;
3) облегчается механическая обработка контейне-
ра;
1 Патент (англ.), № 11099-32, кл. ВЗР, 1968.
102
4) контейнер может быть любой практически требу-
емой длины.
Герметизация поверхностей разъема шайб может
быть легко достигнута запрессовкой тонкостенной втул-
ки. При такой конструкции контейнера целесообразно
применять стационарное уплотнение плунжера (см.
рис. 47).
С целью совершенствования
приведенной выше конструкции
был предложен контейнер, соб-
ранный из шайб, вырезанных из
высокопрочного листового мате-
риала (рис. 48). Применение
низкотемпературной термомеха-
нической обработки (НТМО) к
сталям типа 4Х5В6ФМ в услови-
ях листовой прокатки позволяет
получить лист исключительно
Рис. 48. Контейнер, собран-
ный из шайб, вырезанных из
высокопрочного листового
материала:
1 — фланец с внутренней
втулкой; 2 —стяжные бол-
ты; 3—«шайбы из высоко-
прочных стальных листов;
4 — фланец
высокой прочности (ов=260—
320 кГ/см2) в сочетании с доста-
точно высокой пластичностью
(6=54-8%, V=354-40%)
[Ю2].
Требуемое количество шайб
получают методом листовой
штамповки, собирают пакет и
шлифуют внутреннее отверстие, затем запрессовывают
втулку. Контейнер может успешно работать при давле-
ниях жидкости до 30 000 ат.
Проведенные в последнее время исследования
НТМО сталей указанных выше марок в условиях гид-
ропрессования (подробнее см. гл. IV) подтвердили воз-
можность получения столь высоких свойств у изделий
типа прутков и труб. Важным преимуществом гидро-
прессования в режиме НТМО является более высокий
уровень пластических свойств получаемых изделий
(ов =250 4-290 кГ)мм2-, 6=9—12%). Эффективным
средством повышения работоспособности контейнеров
может быть гидропрессованне втулок многослойного
контейнера в режиме НТМО. При удлинении 6=12%
возможно полное автоскреплепие, и максимальное внут-
реннее давление согласно Формуле (22) составит
40000 ат.
103
При работе сосудов высокого давления в полностью
пластическом режиме металл внутренней втулки мо-
жет сильно деформироваться или выдавливаться. В
этом случае повысить работоспособность контейнера
можно за счет создания в материале внутренней втул-
ки продольных сжимающих напряжений1.
Надежную работу при высоких давлениях (20000--
30000 ат) показали контейнеры, скрепленные высокопроч-
ной лептой или проволокой. Контейнеры с обмоткой
впервые стали применять в Советском Союзе во
ВНИИметмаше [64, с. 48—49; 71], а за рубежом —в
Швеции фирмой ASEA.
1 Патент (США), кл. 72—60 (В21с), № 3484806, 1969.
101
Таблица 4
Техническая характеристика контейнеров, вкрапленных лентой
(лепта размером 2,5X0,8 мм с пределом прочности 160 кГ{мм2
изготовлена из стали 65Г)
Внутренний диаметр, мм Наружный диаметр, мм Длина контейнера, мм Допустимое давление, тыс. am Напряжение при намотке. кГ {мь?
35 160 200 20 12,6
35 160 200 20 56,0
40 85 370 20 41,2
150 350 800 10 41,2
200 350 800 6 41,2
Контейнеры с обмоткой имеют преимущества перед
другими конструкциями контейнеров, рассчитанных на
повышенные давления. Они проще в изготовлении (от-
падает необходимость обработки с высокой точностью
нескольких колец и посадки их с большими натягами
в случае использования многослойной конструкции),
допускают более высокие давления в связи с тем, что
лента отличается более высокими механиче-
скими свойствами, чем поковки из высоколегированных
сталей; обеспечивают большую безопасность при рабо-
те, поскольку не могут разрушаться мгновенно.
Контейнер, скрепленный обмоткой из высокопрочной
лепты (рис. 49), представляет собой сердечник 2, на ко-
торый с убывающим натяжением наматывается лента
3. На оба конца сердечника насаживаются по прессо-
вой посадке фланцы 1 и 4, служащие для ограничения
ленты и ее крепления в начале и конце намотки.
Для некоторых установок гидростатического прес-
сования во ВНИИметмаше были изготовлены контей-
неры с обмоткой на давление до 20000 ат (табл.4)
[64, с. 48—49].
Намотка контейнеров (табл. 4) осуществлялась на
токарном станке 1Д63А с использованием приспособ-
ления, разработанного во ВНИИметмаше. Приспособ-
ление состоит из натяжного устройства и тормозного
барабана, обеспечивающих укладку ленты на сердеч-
ник с необходимым натяжением.
При конструировании контейнеров па сверхвысокие
давления необходимо добиваться, чтобы материал коп-
105
тейнеров наиболее эффективно мог работать на сжатие.
Оригинальным конструктивным решением является сег-
ментный контейнер. На рис. 50 показаны основные ти-
пы сегментных контейнеров.
Отличительная особенность контейнеров, состоящих
из отдельных сегментов, состоит в том, что в них ус-
Рис. 50. Схемы сегментных контейнеров [106]:
а — многослойный; б — сегментный; в — сегментный с обмоткой проволокой;
г — сегментный с подпором жидкостью
Рис. 51. График для выбора оптимальной конструкции контейнера [103]:
О — однослойный; X — двухслойный; А — трехслойный, 4-с подпором
жидкостью; • —сегментный с обмоткой проволокой
транепо тангенциальное напряжение, материал контей-
пера противостоит главным образом радиальным сжи-
мающим напряжениям.
Выбрать оптимальную конструкцию контейнера в
зависимости от максимального давления и внутреннего
диаметра контейнера можно по кривым [ЮЗ], пред-
106
ставленным на рис. 51. На графике максимальное вну-
треннее давление для однослойных контейнеров указа-
но без учета автоскрепления и упрочнения. Однако об-
щее требование применения высокопрочных и сегмент-
ных конструкций с увеличением давлений и внутренне-
го диаметра контейнера, которое следует из рис. 51,
безусловно сохраняется.
Сегментные контейнеры имеют наружную втулку на
прессовой посадке или вместо нее обмотку в виде слоя
стальной проволоки (ленты);
функция наружной втулки мо-
жет обеспечиваться гидравли-
ческой поддержкой жидкости,
находящейся под давлением.
Конструкции сегментных кон-
тейнеров разрабатывают как
в Советском Союзе [104], так
и за рубежом [105].
В рассматриваемой ниже
установке для гидроэкструзии
па 30000 пт был применен кон-
тейнер сегментной конструк-
ции. Расчет элементов сег-
Рис. 52. Схема к расчету сег-
ментных контейнеров [106]
3 с внутренним диамет
ментного контейнера произво-
дили ио формулам, изложен-
ным в работе [105]. На рис. 52
показан сегментный контейнер
ром 2а, средним 2Ь и нижпим 2с, внутренняя часть ко-
торого расчленена на большое число сегментов 1, огра-
ниченных внутри и снаружи цилиндрическими поверх-
ностями 4 и 5, а по бокам — плоскими поверхностями 2,
образующими между собой тонкие зазоры.
Предполагается, что внутренняя поверхность разде-
ленного на части контейнера покрыта тонкой оболоч-
кой, препятствующей проникновению рабочей жидко-
сти в зазоры, связанные с окружающей атмосферой.
Необходимо определить радиус b для случая, когда
при данном давлении ра наибольшие напряжения в ма-
териале сегмента будут минимальны. Так как число
сегментов предполагается большим, то тангенциальны-
ми напряжениями в каждом из них можно пренебречь.
Приведем конечную формулу из работы [104] для
определения оптимального значения радиуса Ь:
107
*опт = ~^- <25)
I .3
Надо иметь в виду, чго расчленение внутренней
втулки контейнера целесообразно только при условии
а . (26)
/з
Это условие и было реализовано при создании гид-
роэкструзионпой установки па 30000 ат [106].
Глава ПТ
ЭЛЕМЕНТЫ ТЕОРИИ
ГИДРОПРЕССОВАНИЯ
В настоящей главе не рассматриваются подробно
все аспекты теории гидропрсссования, а сделана по-
пытка на основе анализа кинематических и силовых
условий процессов гидропрсссования дать схему ана-
литического расчета оптимальных технологических па-
раметров этих процессов.
1. ОСНОВНЫЕ СВОЙСТВА ЖИДКОСТЕЙ [107]
Рассмотрим основные свойства жидкостей, которые
главным образом используют в гидромеханике. Важ-
нейшей механической характеристикой жидкости явля-
ется ее плотность. Плотностью р называется масса жид-
кости, заключенная в единице объема (для однород
пой жидкости), т.е.
р = [кГ • сек2/м4],
(27)
где m — масса жидкости в объеме Q.
Удельным или объемным весом у будем называть
вес единицы объема жидкости, т. е.
у = -^[кГ/^], (28)
где G — вес жидкости.
108
(29)
Таким образом, удельный вес есть величина размер-
ная, и его численное значение зависит от того, в какой
размерности он выражается.
Например, для воды при 4°С:
у = 1000 кГ'м3.
Связь между удельным весом у и плотностью р лег-
ко найти, если учесть, что G=gm; тогда
G у
Р — —.
gQ g
Если жидкость неоднородна, то формулы (27) и
(28) определяют лишь среднее значение удельного веса
и плотности в данном объеме. Для определения истин-
ного значения в данной точке следует рассматривать
объем, стремящийся к пулю, и искать предел соответ-
ствующего отношения. Плотность и удельные веса неко-
торых жидкостей приведены в табл. 5 [108].
Сжимаемость, или свойство жидкости изменять свой
объем иод давлением, характеризуется коэффициентом
объемного сжатия 0, который представляет собой от
посителыюе изменение объема, приходящееся па еди-
ницу давления, т. е.
0 ----— ^-|с.м2 еГ|.
' <?о Ар
Знак «минус» в формуле обусловлен тем, что поло-
жительному приращению давления р соответствует от-
рицательное приращение (т. е. уменьшение) объема Q.
Рассматривая приращение давления Др=р—ро и
изменение объема Q—Q—Qo, из выражения (30) по-
лучаем
Q = (20(1 - ₽Др)
или, учитывая выражение (27), имеем
Р =----——
1 — ₽Ар
(30)
(31)
где р и ро — значения плотности при давлениях р и ро.
Величина, обратная коэффициенту 0, представляет
собой объемный модуль упругости EQ. Выражая объем
через плотность и переходя от конечных разностей
к дифференциалам, вместо уравнения (30) получаем
109
( iioiicTua жпдкостеп при 20° атмосферном
Наименование вещества Плотность р, к Г -сек1/^ Удсль- ный вес V, кГ/м3 Динами- ческая вязкость, Т]-10% кГ‘Сек/1^ Кинема- тическая вязкость, V 10% jtf/сек
Спирт этиловый . 80,4 788 12,25 0,153
Бензол 89,9 882 6,69 0,074
Четыреххлористый угле- род 162 1594 9,94 0,061
Фреои-12 (при 19,06° С) 136 1334 — —
Глицерин 129 1262 15 330 119
Керосин 79,4—83,6 777—819 — —
Сырая нефть . 87—95 850—930 — —
Топливная нефть . 95—100 930—980 — —
Льняное масло . 96 940 450 4,67
Смазочное масло . 97—89 850—880 —. .—
Вода пресная 101,9 998,2 10,3 0,101
Вода морская . . . 104,5 1025 11,1 0,106
ИЛИ
Eq _ dp
Р dp
(32)
(33)
где а — скорость распространения продольных волн
в упругой среде, равная скорости звука.
Для жидкостей модуль Eq несколько возрастает
с увеличением температуры и давления. Для воды он
в среднем составляет 20000 кг/см2. Следовательно, при
повышении давления па 1 кГ1см2 объем воды уменьша-
ется па 1/20000 часть, т. е. весьма незначительно.
Работа сжатия жидкости равна
‘1
Л = fKp J pdz= J pd (hQM).
о 6
(34)
110
Таблица 5
давлении и нормальной силе тяжести
Поверхностное натяжение, кГ/м Давление насы- щенного пара при 20° С, кГ/см2 Объемный мо- дуль упругости, кГ/см2 Удельная теплоемкость с, ккал/ (кГ град)
0,00228 0,060 — 0,581
0,00295 0,102 10 500 0,406
0,00272 0,122 — 0,201
— 6,6 — —
— 1,5-10-’ 44 000 0,55
0,0024—0,0033 — — —
0,0024—0,0039 — — —
— — — —
0,0034 — — —
0,0036—0,0039 — — —
0,00742 0,0238 22 500 0,999
— — — —
Известно, что с увеличением давления сжимаемость
жидкостей уменьшается. Аппроксимация изменения
объема упругосжимаемой среды от давления линейной
зависимостью дает упрощенную формулу
AQ«< Pc
(35)
В данном случае коэффициент сжимаемости являет-
ся средним для рассматриваемого диапазона давлений.
Истинный коэффициент сжимаемости характеризу-
ет сжимаемость жидкости только при данном давлении
или в узком интервале давлений близ данного:
1 d(AQ»<)
Q,.. &р
(36)
Вместе с тем экспериментально удалось установить,
что истинный коэффициент сжимаемости таких упру-
гих сред, как вода, масло, резина, может быть выра-
жен следующей зависимостью:
111
Т аблица 6
Сжимаемость некоторых жидкостей при различных температурах
и давлениях
Вещество Температура. °C Интервал давлений, ат Сжимаемость Р -10“, ат
Ацетон 14,2 9—36 111
0 100—500 82
0 500—1000 59
0 1000—1500 47
0 1500—2000 40
Бензол 16 8—37 90
20 99—296 78,7
20 296—494 67,5
Вода 20 1—2 46
Глицерин 11,8 1 — 10 22,1
Касторовое масло 14,8 1 — 10 47,2
Керосин 1 1—15 67,91
16,1 1 — 15 76,77
35,1 1—15 82,83
52,2 1—15 92,21
72,1 1-15 100,16
94 1—15 108,8
Серная кислота 0 1—16 302,5
Уксусная кислота 25 92,5 81,4
Ксилол 10 1—5,25 74
100 1—5,25 132
Нитробензол 25 192 43,0
Оливковое масло 20,5 1—10 63,3
14,8 1—10 56,3
112
Продолжение табл. 6
Вещество Температура, °C Интервал давлений, ат Сжимаемость fl - 10е, ат
Парафин (температура 61 20—100 83
плавления 35° С) 100 20—400 24
185 20—400 137
Ртуть 20 1—10 3,91
Этиловый спирт 20 1—50 112
20 50—100 102
20 100—200 95
20 200—300 86
20 300—400 80
100 900—1000 73
Толуол 10 1—5,25 79
20 1—2 91,5
₽ = , (37)
1 EQ + bp 4
где b—коэффициент, характеризующий изменение ис-
тинного модуля упругости с изменением дав-
ления.
Аналогичным образом получена зависимость для
среднего коэффициента сжимаемости
Для воды, например, в интервале давлений 1<Ср<С
8000 кГ1см2 и при температуре 20—50° С 6 = 8 и Ьс =
3,2. Значения сжимаемости ряда жидкостей в широком
интервале температур и давлений приведены в табл.
6 [108] и табл. 7 [109].
Вязкость (табл.7) представляет собой свойство
жидкости сопротивляться сдвигу или скольжению ее
слоев. Это свойство проявляется в том, что в жидкости
при определенных условиях возникают касательные
напряжения. Вязкость есть свойство, противоположное
текучести; более вязкие жидкости (глицерин, смазоч-
ные масла и др). менее текучи, и наоборот.
8-739
1кЗ
Таблица 7
Вязкость некоторых жидкостей при 18° С
Вещество г/(см сек) Вещество т) Юа, г/(см сек)
Анилин 4,6 Масло:
Ацетон 0,337 цилиндровое очи- 1,09
Бензол 0,673 щенное (40° С) цилиндровое тем- 240
Бром 1,02 ное
Вода 1,05 Пентан 0,244
Глицерин 1393 Ртуть 1,59
Касторовое масло 1200 Сероуглерод 0,382
Ксилол (т) 0,647 Спирт:
Масло машинное лег- 113 метиловый 0,632
кое пропиловый этиловый 2,39 1,22
Масло: Толуол 0,613
машинное тяжелое 660 Уксусная кислота 1,27
оливковое 90 Хлороформ 0,579
соевое (30° С) 40,6 Эфир этиловый 0,238
При течении вязкой жидкости вдоль твердой стенки
происходит торможение потока, обусловленное вязко-
стью. Скорость движения слоев уменьшается по мере
уменьшения расстояния до стенки вплоть до пуля, а
между слоями происходит проскальзывание, сопровож-
дающееся возникновением касательных напряжений
(напряжений трения).
Согласно гипотезе, высказанной впервые Ньюто-
ном в 1686 г., а затем экспериментально обоснованной
профессором Н.П. Петровым в 1882 г., касательное
напряжение в жидкости зависит от рода жидкости и ха-
рактера течения и при слоистом течении изменяется
прямо пропорционально так называемому поперечному
градиенту скорости, т. е. (для безграничной плоской
стенки)
Т = П - , (39)
dn
114
где t] — динамический коэффициент вязкости жид-
кости;
dv—приращение скорости, соответствующее
приращению координаты dh.
Поперечный градиент скорости dv/dh определяет
изменение скорости, приходящееся па единицу длины
в направлении 1г, следовательно, характеризует интен-
сивность сдвига слоев жидкости в дайной точке.
При постоянном касательном напряжении па поверх-
ности s полная касательная сила (сила трения), дей-
ствующая по этой поверхности, равна
T = (40)
dh
Для определения размерности коэффициента вязкости
решим уравнение (39) относительно тр Получаем
tj = т [(кГ сек) м2].
dv
Значения вязкости некоторых жидкостей приведены
в табл. 7.
Наряду с коэффициентом вязкости т] применяют еще
так называемый кинематический коэффициент вязко-
сти •0, равный
0 =-2L |л«я,сек\. (41)
Р
Размерность этого коэффициента не содержит пи раз-
мерности силы, ни размерности массы, что облегчает
переход от одной системы единиц к другой.
В качестве единицы измерения кинематического ко-
эффициента вязкости употребляется 1 стокс=1 см^сек.
Сотая доля стокса называется сантистоксом.
Вязкость жидкостей в большой степени зависит о г
температуры, уменьшаясь с ее увеличением. Влияние
температуры на вязкость жидкостей можно оцепить сле-
дующей формулой:
т1 = Пое“Х('-М. (42)
где т] и т]0 — значения вязкости при температурах t и to',
К— коэффициент, значение которого для масел
изменяется в пределах 0,023—0,033.
8*
115
Вязкость жидкостей зависит Также от давления,
однако эта зависимость существенно проявляется лишь
при относительно больших изменениях давления. С уве-
личением давления вязкость большинства жидкостей
возрастает, что видно из формулы
— т]0 е9 (р ~ ₽,,), (43)
где q—коэффициент, значение которого для масел
изменяется в пределах 0,0023—0,003.
Из закона трепня (39) следует, что напряжение тре-
ния возможно лишь в движущейся жидкости, т. е. вяз-
кость жидкости проявляется лишь при ее течении.
Все изложенное выше позволяет сделать вывод, что
трение в жидкостях, обусловленное вязкостью, подчине-
но закону, принципиально отличному от закона трения
твердых тел.
2. СХЕМА ДЕЙСТВУЮЩИХ СИЛ
Существуют две гипотезы о характере действия сил
трения при гидропрессовапии: 1) гипотеза активного
трения [10]; 2) гипотеза пассивного (сопротивляющего
ся) трения
а — сухое
Рис. 53. Схема равновесия сил при гидростатическом вы-
давливании:
трепис; б — создание жидкостного клина
Рассмотрим равновесие, сил, действующих в соответ-
ствии с обеими гипотезами:
V р . - - о
.о и.
116
Сила, действующая вниз на поверхность контакта, в
обоих случаях равна (см. рис. 53)
Р -рвРи. (44)
Сила реакции конуса матрицы N направлена вверх
и в обоих случаях равна (прп допущении постоянства
контактных напряжений щ)
7Vp = p1(FII FK). (45)
Принципиальное отличие обеих гипотез состоит в на-
правлении действия сил трения. В соответствии с пер-
вой гипотезой силы вязкого трения жидкости, обтекаю-
щей с большой скоростью заготовку, направлены вниз
(в направлении течения металла) и проекция на ось у
при условии постоянства касательных напряжений т бу-
дет равна
(46)
ап
где Рк— площадь поперечного сечения прессизделия;
а—половина входного угла конуса матрицы.
По второй гипотезе силы трения направлены вверх
и проекция на ось у определится из соотношения
Ту PPi (Рв — Л<) etg а, (47)
где (I—коэффициент трения.
И окончательно условие равновесия сил будет иметь
вид:
по первой гипотезе
Рв Fh = Pi (Р« — Рк) — 1] -уг (Р„ — Рк) etg а
ап
или
Рв = Ф (pi — “П etg а) ; (48)
по второй гипотезе
Рв Рв = Pl (Рв — Рк) + РР1 (Рв — Рк) etg а
или
Рв = Р1Ф (1 + В etg а) • (49)
Анализ формулы (48) показывает, что контактные
напряжения па конусе матрицы pi всегда будут больше
117
Давления жидкости в контейнере Pi>pD, а это условие
исключает возможность проникновения жидкости в кон-
тактную зону, что противоречит основному положению
первой гипотезы (обтекание рабочей жидкостью заго-
товки с большой скоростью).
Из анализа формулы (49) следует, что при опреде-
ленном соотношении параметров могут создаться ус-
ловия для проникновения жидкости в контактную зону:
— 1; ф(1 +pctga) >. 1
Pi
или
ctga
1 — ф
Заменяя ф = 1---—,
Л
окончательно получаем
* - 1
ctg а --------.
ц(Х-1)
Например, из формулы (49) следует, что герметиза-
ция по месту контакта с заготовкой должна нарушить-
ся при выдавливании с вытяжкой 8 через матрицу с уг-
лами конуса меньше 20 град, даже при минимальном
коэффициенте трения (р =0,05). Но пи в одном из опы-
тов герметизация по месту контакта заготовки с матри-
цей не нарушалась при самых различных значениях а
X и р. Проводя аналогичный анализ, Пью [51] сделал
предположение, что коэффициент трепия очень мал.
Однако следуя этому предположению, коэффициент
трения необходимо просто считать бесконечно малой
величиной. Например, приа = 10 град, и Z=100 коэф-
фициент 0,0018, что маловероятно.
Результаты экспериментов и теоретический анализ
приходят в соответствие, если предположить, что при гид-
ропрессовапии через матрицы с углами конусности,
меньшими arcctg 1/р(1 — >*-), характер распределения
сил описывается уравнениями (48) и (49), а процесс
протекает по следующей схеме. До проникновения жид-
кости между заготовкой и матрицей, безусловно, дейст-
вуют сопротивляющиеся движению металла силы тре-
ния. Они и создают условия для нарушения герметиза-
ции контактной золы (при р=0 Р1=рвф, т. е. pi>pB
118
при любых а и X). Жидкость начинает проникать в эту
зону и постепенно снижает силы контактного трения,
что приводит к повышению контактных напряжений pi.
Процесс проникновения жидкости прекратится, когда pi
несколько превысит рв, при этом жидкостной клип раз-
делит контактную зону на два участка (см. рис. 53,6).
На первом участке выполняются условия жидкостного
трения, на втором — граничного трения. Протяженность
первого участка можно определить из условия равнове-
сия всех сил, которое теперь можно записать в следую-
щем виде:
Рв = Pi (F» — Л<) + Л (Л. — Л) ctg а +
ап
+ НР1(Л — ^Jctga;
Рв = Р1Я> + Л 1------- I ctg а + p/jJ--— . (50)
& \D2
Изменение параметров процесса, приводящее к сни-
жению контактных напряжений (т. е. увеличение яр, р)
или уменьшение а) вызовет увеличение зоны жидкост-
ного трения и уменьшение зоны граничного трения. И,
наоборот, изменение параметров процесса, приводящее
к повышению контактных напряжений (т. е. снижение
яр и р или увеличение а), вызовет уменьшение зоны
жидкостного трения.
При определенном соотношении параметров яр; т]; р;
dvldh\ а жидкостные условия трения создадутся по
всей контактной зоне, т. е. di=dK.
Условие равновесия в этом случае можно записать
так
рв = 4’ Pi + iQ-^ctga
(51)
Проведенный анализ силовых условий процесса гид-
ропрессования позволяет сделать следующие выводы:
1. Трение в процессах гидропрессоваиия на всех уча-
стках движения металла носит пассивный сопротивля-
ющийся характер.
2. При углах конусности матрицы, меньших arcctg
1/р(1-Х), создаются жидкостные условия трения на
части контактной зоны При определенном соотношении
119
параметров ф; т]; И! dv/dh\ а жидкостные условия
трения создаются во всей контактной зоне.
3. Активный характер сил трения может возникнуть
при перераспределении боковых и торцовых напряже-
ний. Величину необходимого превышения бокового дав-
ления жидкости над торцовым можно определить исхо-
дя из формулы (48):
Рбок = + т] -J ctg а.
Я|) dh
(52)
Подтверждением последнего теоретического вывода
является реально существующий метод гидропрессова-
ния [60] с активным тре-
ния с активным трением [114]
нием (рис. 54). Создание
повышенного бокового
давления по сравнению
с торцовым конструктив-
но достигается в рас-
сматриваемом способе
делением контейнера на
две зоны, причем зона
высокого давления при-
легает непосредственно
к матрице, а торец заго-
товки через уплотнитель-
ное устройство выведен в
зону пониженного давле-
ния. Развитием этого на-
правления явилось со-
здание способа непре-
рывного гидропрессования проволоки, схема которого
была приведена на рис. 13.
При гидромеханическом прессовании существует об-
ратное соотношение между боковыми и торцовыми на-
пряжениями— торцовые напряжения превышают боко-
вые. Поэтому при гидромеханическом прессовании по
сравнению с гидростатическим прессованием попада-
ние жидкости в контактную зону еще более затруднено
и возможно при углах конуса матрицы, определяемых
из соотношения
, 1
ctg а , -----------
6 цп(Х —1)
(53)
120
где
= Ртрц Рбок-
Проведенный анализ показывает широкие возмож-
ности процессов гидропрсссования в перераспределе-
нии сил, действующих на различных участках заготов-
ки, что дает при определенных условиях существенные
преимущества.
В зависимости от соотношения боковых и торцовых
напряжений можно различать, по крайней мере, три
принципиально различных способа гидропрсссования:
1. Гидростатическое прессование — рТрц = Рбок-
2. Гидропрессование с торцовым усилением (гидро-
механическое) — ртрц > Рбок.
3. Гидропрессование с боковым усилением-—ртрц <
< Рбок-
3. ДАВЛЕНИЕ ВЫДАВЛИВАНИЯ
Давление выдавливания — это давление рабочей
жидкости в контейнере, при котором начинается, а за-
тем непрерывно поддерживается процесс истечения ме-
талла из матрицы. В общем случае давление выдавли-
вания можно выразить следующим образом [8]:
Ро = Pi + Р-2, (54)
где Pi — давление, затрачиваемое на преодоление соп-
ротивления деформированию в конической ча-
сти матрицы;
р2 — давление, затрачиваемое на преодоление соп-
ротивления в цилиндрической части матрицы.
По данным работы [110], давление складывается из
следующих компонентов:
Ръ = Pi + Р2 + Рз> _ (55)
где Pi <рд — идеальное усилие необходимое
для деформации элементарного объема по из-
менению площади его поперечного сечения от
Го до Л;
Kfo— сопротивление деформации в начале процес-
са пластического течения;
*Рд— логарифмическая степень деформации;
р2— давление, необходимое для поворота частиц
металла при их движении в очаге деформа-
ции:
121
1 a
Pi = ~rPi —
2 <p
(56)
<p — угол течения металла;
и
-------усилие трения металла о поверх-
Рз — Pl
cos a sin а
ность конического участка матрицы.
В работе [111] дан теоретический вывод потребного
давления выдавливания:
= 2Н«) In - etg а } +
от ак 1/7 \sin2 а ]
+ 2fi[ctgafl + ln^ln5!-+ 5s-, (57)
L \ “К / ак ак
где f (а)—функция, учитывающая влияние угла а ко-
нуса матрицы, для обычных условий f(a)^
«1;
/гп—высота калибрующего пояска матрицы.
Все приведенные выше формулы получены аналити-
чески при соответствующих допущениях. Недостаток
этих формул в том, что они громоздки для инженерных
расчетов, не учитывают упрочнение материала и тепло-
вой эффект. Основное достоинство аналитичесих фор-
мул состоит в том, что они позволяют провести качест-
венный анализ с точки зрения влияния различных тех-
нологических параметров на давление выдавливания и
при отсутствии экспериментальных данных позволяют
оцепить силовые условия процесса гидропрессования.
Наряду с аналитическими формулами существует
ряд эмпирических зависимостей для определения давле-
ния выдавливания, которые удобны для инженерных
расчетов и при точном подборе коэффициентов дают
весьма малую погрешность.
Пью [51] на основании известной формулы Зибеля
предложил следующую зависимость для определения
давления выдавливания:
рв — a In X -ф b, (58)
где а и Ь — постоянные величины для данного матери-
ала. Значения b во всех случаях малы. Следовательно,
не будет большой ошибки, если для всех материалов
принять величину 6 = 0; тогда
рв = a In X. (59)
122
Отношение /?в/1пХ (равное а при 6 = 0) может быть
взято как показатель выдавливания каждого материа-
ла. Это отношение дает возможность непосредственно
сравнить давления, необходимые для выдавливания,
даже в тех случаях, когда известны результаты только
для одной какой-либо вытяжки. Если получены резуль-
₽в
Рис. 55. Зависимость давления выдавливания :—г- от твердости
Jn Л
по Виккерсу [49]:
/ — висмут; 2 —магний; 3—магний с 1,5% А1; 4— медь; 5 — магний
M/ZTY; 6 —алюминий с 12% S1; 7 — магиий AZ91; 8 — сталь Ел58;
9 — сталь Еп8; 10 — хром; // — чугун; 12 — спеченный молибден;
13 — титан Т/АМ; 14—молибден дуговой плавки; 15 — сталь Tet — Hete;
16 — циркалой; 17 — вольфрам; 18 — высокопрочная сталь; 19 — титан
T/AS; 2(2 —сталь Rex 448; 21 — ванадий; 22—быстрорежущая сталь;
23 — сталь S/ZNC; 24 — нимоник 80; 25 — катаный молибден; 26 — цирко-
ний; 27 —латунь 60/40; 28 — сталь ENXE; 29 — ниобий; 30—алюминий
AFLS; 31 — дюралюминий; 32— магний ZW3; 33— алюминий НЕЗО;
34 — алюминий (99,5% А1)
таты для нескольких разных вытяжек, то для оценки
принимают характерное или среднее значение отноше-
ния рв/1п X.
Отношение pB/ln X непосредственно связано с проч-
ностными характеристиками выдавливаемых материа-
лов. На рис 55 показана зависимость давления вы-
давливания от твердости по Виккерсу многих мате-
риалов. Из рисунка видно, что все эти результаты
близки к прямой линии, построенной по эмпирической
формуле:
рв = In X (0,375tfV + 4) Т дюйм9
123
или
рв = 157,5 In X (0,37577 V + 4) к Г см", (60)
где HV—твердость по Виккерсу.
Единственной величиной, которую надо определить,
является твердость обрабатываемого материала.
4. УГОЛ КОНУСА МАТРИЦЫ
При гидропрессовапии, как и при обычном прессова-
нии, имеются оптимальные углы конусности матрицы.
Этот угол минимизирует необходимое давление выдав-
ливания. Оптимальный угол определяют с помощью
дифференцирования и приравнивания нулю уравнения
(57):
^-=-0. (61)
да
В результате дифференцирования при наличии тре-
ния Кулона имеем
0 го 40 60 80 О 20 40 60 80
Половина угла при вершине конуса, град
Рис. 56. Зависимость давления выдавливания от угла при вершине конуса
[1111; %=0; Рп=0:
с — при различных степенях деформации, Ц=0,1; б —при различных значени-
ях коэффициента трения, к—45%
124
тех случаях, когда угол велик и уравнение (62) непри-
менимо, его можно найти методом подбора по уравне-
нию (57) путем его минимизации.
Таким образом, для любого сочетания обжатия и тре-
ния существует оптимальный угол конуса. При этом
значении угла необходимое давление минимально, что
видно из рис. 56, а, б. Слишком малые углы приводят к
Рнс. 57. Соотношение между углом
конусности матрицы сс, критическим
углом аКр» углом мертвой зоны и
оптимальным углом конуса аОпт
увеличению длины контакта
между заготовкой и матри-
цей и к существенно высо-
ким потерям на трение; при
чрезмерно большом угле
конуса доминирующим фак-
тором становится искаже-
ние (разрывы скоростей).
В работе [111] сделано
предположение, что при
гидропрессовапии, как и
при обычном прессовании,
возможно образование мер-
твой зоны. В соответствии с
рис. 57, металл, прилегаю-
щий к матрице, прилипает к ней и становится неподвиж-
ным. Поверхность сдвига принимает вид конуса с поло-
виной угла при вершине, и мертвая зона действует как
некая матрица, направляющая металл. Коническая фор-
ма, приписываемая поверхности мертвой зоны, принима-
ется для упрощения; согласно экспериментальным дан-
ным, эта поверхность более сложна. Предпочтителен до-
критический угол конуса матрицы. Он должен прибли-
жаться к оптимальному углу, минимизирующему необ-
ходимое давление.
Матрицы со сверхкритическими углами конуса при-
меняют лишь в отдельных случаях: во-первых, при
очень малых обжатиях, когда критический угол кону-
са также очень мал, соответствующая готовая матрица
отсутствует, а ее изготовление было бы неэкономичным,
и, во-вторых, когда длина образующей конуса, соответ-
ствующая требуемому углу, становится чрезмерно боль-
шой.
Другой фактор, определяющий величину угла, —
форма изделия, когда заготовка подвергается выдавли-
ванию не на всю длину.
125
Во всех этих случаях возможно образование мерт-
вой зоны.
Необходимо отметить, что в сверхкритической облас-
ти чистота обработки конического участка матрицы уже
не имеет существенного значения. Более того, можно
ожидать, что износ этого участка снизится.
При очень больших углах и малых обжатиях мат-
рица работает как режущий инструмент.
5. ХАРАКТЕР ТРЕНИЯ ПРИ ГИДРОПРЕССОВАШШ
Внешнее трение твердых тел характеризуется про-
цессами, происходящими в весьма топком поверхност-
ном слое. Поэтому в зависимости от характера поверх-
ностного слоя при гидропрессовании различают:
а) сухое трение, когда поверхности трущихся тел
(заготовка и матрица) покрыты твердыми пленками;
б) граничное трение, ког-
да трущиеся поверхности
покрыты пленкой жидкости
толщиной ~0,1 мкм\ жид-
кость в этом слое имеет
свойства, отличные от объ-
емных, поэтому обычные
уравнения гидродинамики в
этом случае неприменимы;
в) жидкостное трение,
когда поверхности разделе-
ны таким слоем смазки, что
неровности между ними от-
стоят одна от другой па
расстоянии более 0,1 мкм,
уравнениям гидродинамики.
Для анализа процесса гидростатического прессования
используем гидродинамическую теорию смазки
[112, 113]
Приняты следующие допущения.
1. Инструмент абсолютно жесткий.
2. Материал идеально пластичный.
3. Деформированное состояние однородное.
4. Толщина смазочной пленки пренебрежительно ма-
ла по отношению к диаметру заготовки.
5. Справедливо уравнение Рейнольдса для устано-
вившегося течения.
рис. 58. Схема к расчету толщины
смазочного слоя [113]
причем смазка подчиняется
126
6. Процесс изотермичен.
7. Смазка — ньютонова жидкость с коэффициентом
вязкости т], который зависит от давления р по закону
г) — Лое<,Р, где т]0 — коэффициент вязкости при атмо-
сферном давлении; q — коэффициент, учитывающий
влияние давления на вязкость.
В указанных работах анализируются три зоны: зона
входа, зона деформации, зона выхода (рис. 58).
Уравнение Рейнольдса для зоны входа имеет следу-
ющий вид:
— у- = -6^(Л-М, (63)
т] dx
где h — текущая толщина пленки;
hL—толщина пленки на входе в очаг деформации;
vs — скорость металла на входе в очаг деформации.
Решив это уравнение при соответствующих гранич-
ных условиях (h=h\, р=рв), нетрудно получить форму-
лу для определения толщины пленки на входе
деформации:
h = Зи3 qt\^P
tga [1 — е 9°т]
Упростив формулу (64), получаем
aT tga
где <гт—предел текучести материала заготовки.
Если принять условие жидкостного режима
следующим:
hi h3 (- hM,
где h3 и hM— высота микронеровностей заготовки
рицы, то из формулы (65) можно получить условие
жидкостного трения на входе в очаг деформации:
v -д (h3 ф- йи) рт tg a 67j
Зт}
В зоне деформации уравнение Рейнольдса имеет вид
I!?. —6 (Xvh — xvv3 h^, (68)
f] dx
в очаг
(64)
(65)
трения
(66)
и мат-
127
где х1— расстояние от вершины угла конуса матрицы
до входа в зону деформации.
Решая это уравнение, можно определить толщину
пленки смазки в любом сечении зоны деформации:
h = Згм] £ (69)
от tg а х>.
Из решения этого же уравнения следует:
dxtdt = — и, 2, (70)
т. е. скорость движения смазки в два раза меньше ско-
рости движения металла.
Для выходной зоны уравнение Рейнольдса примет
вид:
— =-6uh(/i-A2), (71)
т] dx
где h2— толщина смазочного слоя на выходе из очага
деформации.
Из решения уравнения (71) имеем:
= 2от ( У h2 (72)
tg а \ х2 I
или толщина смазочной пленки на выходе из очага де-
формации
h2 , (73)
♦ о Xl\
tg а2стт —
\*2 /
Анализ уравнения (73) показывает, что большая
толщина гидродинамической пленки hi получается при
высоких скоростях входа металла v3 и малых углах ко-
нусности а. Толщина пленки также увеличивается с
ростом коэффициентов g и "По-
следует отметить, что в начальной стадии гидроста-
тического прессования в результате разрыва смазываю-
щей пленки нередко происходит резкое повышение дав-
ления прессования, что приводит к перегрузкам инстру-
мента и оборудования и потере управления процессом.
Так, Пью отмечает, что достаточным средством сни-
жения пика давления является предварительная обра-
ботка заготовки и нанесение на нее смазывающих по-
крытий. Было отмечено также преимущество шерохова-
той поверхности заготовки, которая способна захваты-
128
вагь и переносить смазку в сухую зону. Кроме снижения
давления, вторичная смазка имеет значение для полно-
го восстановления смазки в следующей стадии прессо-
вания. Действительно, если при нарушении смазки за-
готовка прилипнет к матрице, то скорость ее поверхно-
стного слоя упадет до пуля и пленка смазки не будет
вовлечена вновь в сухую зопу.
Еще одним способом снижения пика давления может
быть приближение в начальной фазе прессования вход-
ной зоны к очку матрицы с последующим их удалением
друг от друга после того, как смазка распространится
по всей поверхности контакта. Практически этого можно
достигнуть специальным профилированием конца заго-
товки или матрицы с тем, чтобы начальный контакт
между ними происходил вблизи очка матрицы.
6. ТЕМПЕРАТУРНО-СКОРОСТНЫЕ УСЛОВИЯ
ПРОЦЕССА ГИДРОПРЕССОВАНИЯ
Ряд исследователей указывает на чрезвычайно боль-
шую скорость истечения металла при гидростатическом
прессовании. В наших экспериментах были случаи, когда
вылетающий пруток пробивал слой древесины толщи-
ной 25 см. Необходимо различать скорость истечения
прессизделия и скорость прессизделия после разрядки
контейнера. Как правило, скорость истечения значитель-
но ниже скорости прессизделия, которую оно приобре-
тает в момент разрядки контейнера, когда струя разря-
жающейся жидкости разгоняет изделие до больших ско-
ростей.
Скорость установившегося течения металла при бес-
компрессорном гидростатическом выдавливании можно
определить из условия постоянства давления жидкости,
при котором происходит истечение металла (см. рис. 5).
Если объем жидкости при постоянном давлении не ме-
няется, то уменьшение объема контейнера за единицу
времени Qi по мере перемещения пуансона должно вы-
зывать истечение точно такого же объема металла Qj:
Qi = Q-J Q1 = vn —L ; Q2 = ии —-
4 4
DP
^ = Vn~f
4
(74)
9—739
129
или
.Dp
D2H
(75)
где ц,- скорость движения пуансона.
Из формулы (74) следует, что скорость установив-
шегося истечения металла при бескомпрессорном вы-
давливании определяется скоростью перемещения плун-
жера, а также соотношением диаметра контейнера и
диаметра прутка или диаметра очка матрицы и не за-
висит от вытяжки, давления жидкости в контейнере и
объема жидкости. Экспериментально замеренные ско-
рости истечения точно соответствуют расчетным.
Скорость перемещения металла заготовки в контейне-
ре определяем, исходя из приведенных выше рассуж-
дений:
= • (76)
D2
Таким образом, скорость перемещения металла в
контейнере во столько раз больше скорости плунжера,
во сколько раз площадь поперечного сечения контейне-
ра больше поперечного сечения заготовки. Скорость за-
готовки относительно плунжера и3.п определяем сле-
дующим образом:
D2 (D2 \
^з.п ~ ^з ~ 7 Ць ^з.п = I ~ 1 I • (77)
Ян \Р2Н )
Помимо стабильного установившегося истечения ме-
талла при постоянном давлении, наблюдали истечение
металла рывками. На рис. 59, а—в приведены три ти-
пичные осциллограммы процесса гидростатического вы-
давливания. Одна осциллограмма соответствует харак-
теру истечения высокопластичпых легкодеформируемых
сплавов ЛМц, АД1 и Бр.Х0,5 (рис. 59,в). После дости-
жения определенной величины давления начинается про-
цесс истечения металла заготовки через очко матрицы,
причем давление выдавливания в процессе прессования
остается постоянным. На осциллограмме пет «горбика»
повышения давления в начальный момент. Процесс про-
текает спокойно при постоянной скорости истечения ме-
130
талла. Закапчивается процесс резким сбросом давления
до нуля за счет мгновенного истечения жидкости через
отверстие в матрице. При этом отпрессованный пруток
разгоняется до больших скоростей.
На другой осциллограмме (рис. 59,6) показан ха-
рактер протекания процесса гидростатического прессе-
Рис. 59. Типичные осциллограммы процесса гидростатического прессования:
/ — сигнал от ходографа движения плунжера; 2 — сигнал от датчика на пуан-
соне; 3 — нулевой сигнал
ванпя труднодеформируемого сплава АМгб. На осцил-
лограмме хорошо видно повышение давления в началь-
ный момент истечения металла. Отсутствует участок
установившегося течения металла. Металл выдавлива-
ется небольшими порциями с большой скоростью. При
этом давление жидкости в контейнере резко снижается
и прекращается процесс дальнейшего истечения метал-
ла до тех пор, пока давление снова не повысится до не-
обходимого уровня; поэтому кривая имеет пилообраз-
ный характер. На рис. 59, а представлена осциллограм-
ма процесса гидроэкструзии сплава Д16. Эта осцилло-
грамма была записана при выдавливании заготовки
диаметром 11,5 мм через матрицу диаметром 9 мм.
Давление жидкости в контейнере достигло определен-
ной величины, после чего произошел «выстрел» прутка
из контейнера. Слово «выстрел» можно было бы упот-
ребить без кавычек, поскольку оно очень точно отражает
динамику процесса, который протекает со скоростью
9*
131
именно выстрела. Характер протекания процесса гид-
ростатического прессования сплавов АМгб и Д16 оди-
наковый, однако начальный скачок давления при прес-
совании сплава Д16 больше, следовательно, и большее
количество избыточной энергии накапливает жидкость,
и при относительно большем количестве ее по сравне-
нию с объемом заготовки может происходить явление
мгновенного выдавливания заготовки.
При истечении металла рывками на поверхности
прутка образуются пережимы. Иногда происходит от-
рыв прутка от заготовки под действием сил инерции.
Это является недостатком процесса гидростатического
прессования. Подобный характер истечения можно
объяснить тем, что смазочная пленка недостаточно про-
чна. Нарушение ее приводит к временному возрастанию
сопротивления истечению металла, процесс истечения
прекращается и возобновляется лишь при возрастании
давления до определенной величины.
Результаты эксперимента хорошо согласуются с вы-
водами предыдущего параграфа. Из формулы (67) сле-
дует, что с увеличением предела текучести деформиру-
емого металла требуется большая скорость перемеще-
ния заготовки для создания стабильной жидкостной
пленки в контактной зоне очага деформации.
В пашем эксперименте скорость перемещения заго-
товки для всех металлов была одинаковой и составляла
DP о 7 302
v, = vn — = 2,7-------ps 6 и и сек.
г>2 203
И
Для установления жидкостного режима трепня при
выдавливании заготовок сплавов Д16 и АМц на основа-
нии формулы (67) требуются
Л]=5 мкм, т]п = 3,3-104 г/(см
/сл/2(от)Д1Г, =31 • 10к дин/см2-.
, V 5-10 4-7-108-0,176
(изДмц ’ 3-3,3-104
, , _ 5-10 4-31-108-0,176
Гз)д1с. 3-3,3-104
скорости при а = 10 град
сек), (от)амц = 7 -108 дин/
0,6 с и сек-,
- 2,8 см сек,
т. е. скоростные возможности установки обеспечивали
жидкостные условия трения при выдавливании низко-
прочных металлов типа ЛМц, поэтому процесс проходил
132
равномерно при постоянном давлении. При выдавлива-
нии высокопрочных металлов типа Д16 скорость заго-
товки была почти в пять раз ниже требуемой для обес-
печения надежной смазочной пленки в процессе истече-
ния, что и привело к выдавливанию металла рывками.
Начальная сила, которая «страгивает» металл с мес-
та, значительно превышает силу, необходимую для ис-
течения металла при установившемся процессе. Избы-
точная сила Р1|3б вызывает ускоренное движение метал-
ла. Однако функция Р13б =f(0 —убывающая, так как
давление жидкости за счет ее расширения быстро сни-
жается. Объем выдавленного металла при этом тем
больше, чем больше отношение объема жидкости к обь-
ему металла заготовки и чем больший скачок давления
жидкости наблюдался в начальный момент истечения
металла, т. е. чем большее количество избыточной энер-
гии аккумулируется в жидкости .
Определить объем выдавленного металла можно ис-
ходя из формулы для определения коэффииента сжи-
маемости жидкости:
Увеличение объема жидкости на величину AQM мог-
ло произойти только в результате выдавливания такого
же объема металла заготовки AQ3, т. е. можно записать
AQ3 = PQiKAp. (79)
Скорость истечения металла при описываемом харак-
тере истечения можно определить, исходя из того фак-
та, что в некоторых экспериментах при выдавливании
заготовок сплава Д16 происходил отрыв отпрессованно-
го прутка в месте выхода его из калибрующего пояска.
Очевидно, что при этом напряжения, возникшие в метал-
ле прутка под действием сил инерции, превысили предел
прочности металла заготовки:
^=°в- (8°)
Инерционные силы определяем по формуле
Р„ ~ ^пр /пр. (81)
где /и р —ускорение, с которым движется пруток.
133
Это ускорение связано простой зависимостью с уско-
рением заготовки /ч:
/пр = ^/3. (82}
Заготовка под действием избыточной силы движется
в контейнере ускоренно. Скорость ее меняется от нуля
до v3. Путь, который при этом проходит заготовка, ра-
вен /пр/уз- Зная это, можно определить среднее ускоре-
ние, которое действовало на заготовку:
а следовательно,
V2
(83>
Подставляя найденное значение j,ip в формулу (81),
получаем
n v« г 1 с. и _
Ри — Мир - ; ^пр Рк. 41Р Pi Л, „
•4‘пр
или
откуда
где mIlp —масса отпрессованной части прутка.
Следовательно, при гидростатическом прессовании
сплава Д16 скорость истечения металла составляет
(ов=40 кГ/мм2-, р=2,7 г/см3)
40-9,8-10» соп ,
2--------- = 539 м сек,
2,7-Ю3
т. е. близка к скорости выстрела.
Стабилизировать процесс истечения металла при
гидростатическом прессовании можно правильным под-
бором жидкости достаточной вязкости; при этом разни-
ца между начальным и установившимся давлением вы-
давливания сводится к минимуму.
134
Площадь индикаторной диаграммы в координатах
усилие — ход плунжера представляет собой работу, ко-
торая затрачена на деформирование металла и на сооб-
щение ему кинетической энергии, причем в кинетичес-
кую энергию переходит потенциальная энергия сжатой
жидкости и упругодеформированного инструмента (см.
рис. 5):
Zi
Еп= (85)
'о
Считая, что в момент разрядки контейнера потенци-
альная энергия жидкости переходит в кинетическую
энергию вылетающего прутка и частично расходуется
па преодоление сопротивления истечению последних
порций металла при выходе из конуса матрицы, можно
записать:
— +Яс.и/М= — + —
В последней стадии прессования сила сопротивления
истечению металла изменяется от (Йс.и)тах до нуля. Это
изменение силы происходит па пути, равном высоте мат-
рицы /м. Работу сил сопротивления истечению можно
приближенно записать в виде:
А = - м (Рс-и)тах ,
Леи - - ,
(86)
Рв & - /1) = (Яс-Хах 4; А.и = Pn(t /р- 4,
Следовательно, окончательно скорость вылетающего
прутка равна
(87)
Рв ( 1
Шэ \
^пр —
^2 11 1
I ”
При выдавливании заготовки из сплава АМц с вытяж-
кой Х= 10 давление выдавливания составило 8700 ат. Уси-
л/)2
лие определяем по формуле Р = ——8700-3,02-0,785=
= 8700-7,07 кг. Остальные параметры были следующими:
Он =20 мм\ /1=30 мм; т3 =0,00862 (кг-сек2)/м; /3 =
= 100 мм; dK = 6 мм; 1М=40 мм.
(88)
135
Все данные подставляем в формулу (88):
Л870р.7,07.0,0122-10000^ (р
р V 86,2 '
= 296 м'сек,
т. е. пруток вылетает со скоростью выстрела. Скорость же
истечения чрезвычайно мала:
v„ = 0,0027м)сеК'2Ь — 0,0675 м'сек.
Работа деформации переходит в тепловую энергию,
которая при гидростатическом прессовании с высокой
Рис. 60. Определение теплового эффекта при гидропрессовапии:
1 — Д16; 2 —АМгб; 3—Бр.ХО.5; 4 — АМц; 5 —АД1; а —установка с ка-
лориметром; б — зависимость теплового эффекта от InZ
скоростью полностью аккумулируется в заготовке. Работа
деформации иа индикаторной диаграмме изображается в
виде площади прямоугольника 1\АВ12 (см. рис. 5):
Рв (h —11) F = Itn3 с LT;
Рв---—-
Рр4
/рс
лО2
= -±13р1сЬТ-
—= иг- АТ = трв,
1рс
(89)
136
где I— механический эквивалент теплоты;
с— удельная теплоемкость.
Подставляя вместо рв выражение рв = а 1пХ4-6, полу-
чаем зависимость теплового эффекта для данного спла-
ва от вытяжки:
АТ = т (a In X ф- b) = at In X + bt. (90)
Экспериментальную проверку теплового эффекта про-
цесса гидростатического прессования проводили на мед-
ном сплаве Бр.Х0,5 калориметрическим методом. На
рис. 60 приведена схема калориметрического метода оп-
ределения теплового эффекта и графики зависимости
теплового эффекта от логарифма вытяжки для иссле-
дуемой группы сплавов. Графики строили на основании
теоретических формул. Для сплава Бр.Х0,5 нанесены
экспериментальные точки, которые весьма близки к рас-
четным.
7. ВЛИЯНИЕ ПРОТИВОДАВЛЕНИЯ
Важнейшим результатом исследований физики высо-
ких давлений является вывод о том, что пластичность —
не свойство материала, а его состояние. Все исследования
в этой области указывают на то, что рост давления повы-
шает пластические характеристики. Этот вывод и опре-
делил направление развития технологии обработки низко-
пластичных материалов. Противодавление как способ по-
вышения давления сжатия в очаге деформации стали при-
менять тогда, когда обычное прямое прессование не обес-
печивало способность материала к остаточным деформа-
циям без разрушения. В разное время были начаты раз-
работки технологических процессов прессования в усло-
виях высоких гидростатических давлений. В СССР в
1949 г. Л. В. Прозоровым и Д. И. Бережковским [19]
был предложен и испытан способ прессования слитков
с низкой пластичностью в конических контейнерах.
При гидропрессовании достаточно просто и стабильно
можно поддерживать противодавление любой необходи-
мой величины. На изделиях из хрупких материалов, кото-
рые выдавливали в жидкость, находящуюся под более
низким давлением, трещины полностью исчезали.
Рассматривая физику влияния давления выдавлива-
ния па свойства металлов, определение критического дав-
ления у выхода матрицы можно свести к задаче отыска-
137
ния такого давления, которое, с одной стороны, доведет
энергию атомов (ионов) до состояния схватывания, т. е.
залечивания уже имеющихся дефектов в материале, а с
другой стороны, нейтрализует дополнительные растяги-
вающие напряжения в очаге деформации, т. е. приведет
к схеме напряженного состояния: неравномерное всесто-
роннее сжатие тем самым ликвидирует возможность об-
разования новых дефектов в очаге деформации.
Очевидно, что для залечивания (проявления схваты-
вания) трещин необходимо, чтобы энергия контактирую-
щих вдоль трещин атомов (ионов) поднялась выше како-
го-то уровня для данного материала, который можно
назвать энергетическим порогом схватывания.
В литературе отмечается, что полное залечивание
невозможно даже при давлениях порядка 100000 ат, если
оно приложено равномерно, гидростатически. Однако при
холодной обработке цветных металлов (Си, А1) заме-
чается сварка поверхностей при давлении 96 кГ/мм2.
В процессе же обработки металлов давлением залечива-
ние пеокислениых пор и трещин наблюдается при давле-
ниях 20—30 кГ/мм2 в зависимости от материала и усло-
вий деформации. Основной причиной этого следует счи-
тать преимущественное перемещение одной части метал-
ла относительно другой. Вследствие этого происходит не
только уменьшение радиуса и закрытие пор, но и повы
шепие температуры соприкасающихся поверхностей, что
способствует залечиванию [9].
Экспериментально доказано, что образование трещин
на выдавливаемых изделиях из хрупких материалов,
кроме других факторов, в значительной мере зависит от
степени деформации, т. е. коэффициента вытяжки. В ра-
боте [51] описаны опыты по гидростатическому выдавли-
ванию изделий из висмута и магния Изделия не имели
трещин как при довольно низких вытяжках (около 1,2),
так и при вытяжках более 4. При промежуточных же вы-
тяжках изделия потрескались. Были проведены исследо-
вания напряженного состояния в очаге деформации при
гидропрессовании с различными коэффициентами вы-
тяжки. Результаты свидетельствуют о том, что в очаге
деформации появляются значительные дополнительные
осевые растягивающие напряжения. Очевидно, эти напря-
жения и приводят к образованию трещин.
Появление растягивающих напряжений в очаге дефор-
138
мацйи можно объяснить-некоторыми особенностями рас-
пространения деформаций по сечению прутка. Дефор
мация центральной части прутка при небольших вытяж-
ках значительно меньше де-
формации периферийной ча-
сти. На рис. 61 изображена
возможная эпюра скоро-
стей. Из рассмотрения эпюр
видно, что промежуточный
кольцевой слой 1 приобре-
тает максимальную ско-
рость и оказывает как бы
«волочащее» действие па пе-
риферийные 3 и централь-
ные 2 слои. Это связано с
локализацией радиальных
деформаций в периферий-
ных слоях и проявлением
пассивных сил контактного
трения. Поэтому в зависи-
мости от условий контактно-
го трения разрушающие
Рис. 61. Возможная эпюра рас
пределения скоростей при прес-
совании с небольшими вытяж-
ками
растягивающие напряжения
могут появиться раньше ли-
бо в периферийных слоях,
либо в центральных или од-
повременно.
При V 4 радиальная деформация по сечению вырав-
нивается, что приводит к выравниванию скоростей тече-
ния, и указанный выше фактор теряет свою силу.
Для радиального напряжения ст,, при прессовании с
противодавлением Л. В. Прозоров получил выражение
4,Ко
о, (гв, 0) = — А.+
(91)
где рп — противодавление;
т] — вязкость металла;
vn — скорость течения на оси симметрии;
г0, ''в—радиусы у входа и выхода матрицы.
Выражение (91) позволяет определить оптимальное
значение давления у выхода матрицы. Величину проти-
водавления определяют из условия:
стг < 0,
139
откуда
, к 4*irgu0
(Pn/опт + 9
(92)
В данном случае сложность задачи заключается в оп-
ределении вязкости металлов.
В работе [114] приведен показатель напряженного
состояния (O'/У), где Т — интенсивность касательных на-
пряжений. Для каждого металла существует некоторое
свое отношение (о/Т)кр, при котором происходит переход
из пластического в хрупкое состояние, и наоборот.
По диаграммам пластичности был определен пока-
затель (о/Т)кр для Zn (—0,4) и Be (+0,5).
Аналитическое выражение для определения (о Т)
имеет следующий вид:
и 1______(Рв + Рп) ^93)
Т ~ 0,58ат ’ ' '
где рв— давление выдавливания.
Из этого выражения можно определить минимальное
потребное противодавление:
рп 0,58сгт
Недостаток формулы (94) в том, что необходимо пред
варителыю определить показатель (о/Т)кр .
8. ХАРАКТЕР ТЕЧЕНИЯ МЕТАЛЛА ПРИ ГИДРОПРЕССОВАПИИ
Равномерный характер истечения металла при гидро-
статическом прессовании можно наблюдать при исследо-
вании макроструктур продольных разрезов прутков. На
рис. 62 показана макроструктура продольного разреза
прутка сплава АМц, полученного методом гидростатиче-
ского прессования с вытяжкой Х=4 через матрицу с уг-
лом конуса сс= Ю град. Выдавливание осуществляли во-
дой, на заготовку наносили слой гипоидной смазки. Прес-
сованный пруток подвергали отжигу при температуре
370—400° С в течение 1 ч. Пруток был отпрессован с при-
менением заглушки, поэтому он имел небольшой пресс-
остаток металла, заполнявшего конус матрицы.
140
В прессостатке сохранилась ли-
тая равноосная структура с крупным
зерном. В очаге деформации зерно
постепенно вытягивается в направ-
лении течения металла, причем в
поперечном сечении вытяжка всех
зереп одинаковая. На макрострук-
туре всего прутка также наблюда-
ется явно выраженная текстура де
формации. По сечению прутка зер-
на получили одинаковую вытяжку.
Как известно [11], неравномер-
ность истечения металла при прес-
совании возрастает с увеличением
степени деформации и температуры.
Гидростатическое прессование с на-
гревом и с большими вытяжками,
как правило, связано с образовани-
ем прессутяжииы и появлением
прессостатка, что значительно ос-
ложняет осуществление непрерыв-
ного процесса. При обычном прессо-
вании жесткий пуансон стремится
выровнять скорости перемещения
всех слоев металла, поскольку дав-
ление па торце заготовки распреде-
ляется неравномерно — с миниму-
мом в центре и с максимумом па
периферии. При гидростатичес-
ком прессовании давление на торце
заготовки распределяется равно
мерпо, поэтому центральные слои
металла заготовки, имея меньшее
сопротивление истечению, посколь-
ку они расположены над отверсти-
ем в матрице, перемещаются с
большей скоростью, чем периферий-
ные слои. Гидромеханическое прес-
сование создает условия для наибо-
лее равномерного истечения метал-
ла, поскольку сохраняет преимуще-
ства обычного и гидростатического
прессования.
Рис. 62. Макроструктура продольного разреза прутка сплава АМц, полученного методом гидростатического прессования
141
Был проведен сравнительный анализ характера тече-
ния металла при гидростатическом, гидромеханическом и
обычном процессах прессования, для чего заготовки спла-
ва ВТ1-0 одинакового начального диаметра выдавливали
при температуре 500° С тремя методами с вытяжкой 4.
Анализ результатов эксперимента (рис. 63, а—в) показы-
Рис. 63. Искажение координатной сетки при процессах прессования
гидромеханическом (а), обычном (б) и гидростатическом (я)
васт, что наиболее равномерное истечение металла на-
блюдается при гидромеханическом прессовании
(рис. 63, а).
Кроме того, из рассмотрения рис. 63, а и в видно, что
характер распределения скоростей по сечению соответ-
ствует эпюре скоростей, приведенной па рис. 61.
142
9. РАСЧЕТ ОПТИМАЛЬНОГО КОЛИЧЕСТВА ЖИДКОСТИ
ДЛЯ ОСУЩЕСТВЛЕНИЯ ПРОЦЕССОВ ГИДРОПРЕССОВАНИЯ
Для осуществления процесса гидростатического прес-
сования, при котором вне очага деформации заготовка
окружена средой, передающей на нее давление по зако-
нам гидростатики, а в очаге деформации между заготов-
кой и матрицей существует жидкостное трение, требуется
определенное количество жидкости.
Очевидно, что сумма объемов жидкости и заготовки
равна объему рабочей зоны контейнера:
Qx + Q.3 = Qk< (95)
где QM—объем жидкости;
Q,— объем заготовки;
QK— объем рабочей зоны контейнера.
Вводя понятие «коэффициент заполнения контейнера
жидкостью К»'.
2^ Ож Ок или (96)
К = 1—^; Qk l3DB К = 1 — , (97)
можно установить, что чем больше коэффициент К, тем
больше избыточной энергии накапливает жидкость и тем
больше скорость выстрела. Существует какой-то наи-
меньший объем жидкости (QjJmin, при котором возмож-
но протекание процесса гидростатического прессования
без распрессовки заготовки. При заливке меньшего объе-
ма прессшайба коснется торца заготовки, давление
жидкости еще будет недостаточно высоко, чтобы обес-
печить боковой подпор, предотвращающий осаживание
заготовки. Для определения (QjJmin необходимо знать
коэффициент сжимаемости жидкости при рабочих значе-
ниях температуры и давления. Коэффициент сжимаемо-
сти жидкости определяют по формуле
до яЬЮ?
= =------£, (98)
Q» Др Qk^Pb
из
где Dp— внутренний диаметр рабочего контейнера;
А/ -путь плунжера до начала выдавливания за-
готовки.
Давление жидкости при этом перемещении возра-
стает до давления выдавливания рв, таким образом Ар =
= РВ.
Подставляя в (98) экспериментально найденные зна-
чения AQ и Ар = рвдля данной жидкости и данных усло-
вий прессования, находим коэффициент сжимаемости
жидкости
Qx^Pb
Зная коэффициент сжимаемости жидкости и давление
выдавливания, можно рассчитать минимальное количест-
во жидкости для осуществления процесса гидростатиче-
ского прессования любого металла:
= = (100)
4
Найденное значение подставляем в формулу для оп-
ределения fi:
или
A/ = fWKpD. (Ю1)
Последняя формула позволяет определить ход плунже-
ра, необходимый для создания в жидкости давления, рав-
ного давлению выдавливания металла рв.
Максимально возможную длину заготовки (/3)П1ах
для контейнера определенной длины и диаметра опре-
деляем из условия
AZ =/к — (/3)тах, (102)
т. е. начальное расстояние между прессшайбой и заготов-
кой принимаем равным ходу прессшайбы до начала исте-
чения металла. Таким образом:
(Отах = /к(1-РКРв). (ЮЗ)
При проведении лабораторных исследований было
установлено, что при уменьшении зазора между заготов-
144
кой и стенками контейнера вплоть до 0,1 мм и постоян-
ной вытЯ'Кке давление выдавливания не изменяется.
Небольшое увеличение давления при дальнейшем
уменьшении зазора, очевидно, связано с некоторой не-
точностью изготовления заготовки и полости контейне-
ра, их несооспостью. Это приводит к заклиниванию за-
готовки. Заклинивание может быть вызвано также пере-
косом заготовки в контейнере.
Для предотвращения указанных явлений авторы ре-
комендуют определять диаметр заготовки из следующе-
го соотношения:
Da (0,95 0,98jDp. (104)
При давлениях порядка 10000 ат сжимаемость боль-
шинства жидкостей достигает 25—30%, т. е.
рРв = = 0,25 ч- 0,30.
0ж
Используя это соотношение, а также формулы (97),
(103), (104), получаем соотношение для определения
размеров заготовки и коэффициента заполнения кон-
тейнера жидкостью:
13 = 1К 1~Рв ~•
1 — 0,96 рвр
При давлениях рабочей жидкости до 12000 ат можно
принимать
/3 = 0,98/к; d3 = 0,98 Dp;
= 0* = (1 _ 0,983) = 0,06. (106)
Qk
При соблюдении соотношений объемов жидкости и
заготовки, установленных по формулам (103) и (104),
гидростатическое выдавливание происходит без разряд-
ки контейнера. После достижения прессшайбой торца
матрицы часть конуса матрицы остается заполненной
металлом. После поднятия прессштемпеля в контейнер
подавали следующую заготовку и процесс прессования
повторялся.
10—739
145
10. СХЕМА РАСЧЕТА ОПТИМАЛЬНЫХ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ
ПАРАМЕТРОВ ПРОЦЕССА ГИДРОПРЕССОВАИИЯ
При разработке технологического процесса гидро-
прессования за исходные параметры принимают:
а) химический состав материала, его свойства при
различных температурах;
б) конечную форму и размеры прессизделия;
в) требуемые механические свойства прессизделия.
Предполагают также, что известны эпергосиловые
характеристики и размеры оснастки используемого обо-
рудования.
На основании полученных аналитических зависимо-
стей можно определить оптимальные технологические
параметры процесса, а следовательно, и необходимые
характеристики требуемой оснастки и оборудования.
Расчетная схема оптимальных технологических пара-
метров может выглядеть так:
1. Определение размеров исходной заготовки:
а) диаметр заготовки
Он- (107)
где X— коэффициент вытяжки;
dK — диаметр готового прутка;
б) длина заготовки
j2 1
13= (108)
где /пр— длина прутка с учетом технологических от-
ходов.
2. Определение оптимального угла конусности мат-
рицы:
«оп'т = i1 f1+1п -j-i,п <109)
F 2 \ ак /
где р— коэффициент трения.
Предполагая жидкостной режим трения, можно при-
нять р —0,05.
3. Оценка теплового эффекта
АТ = at In X bt.
Коэффициенты а\ и bi выбирают по табл. 16.
146
Получаемые значения теплового эффекта являются
первым приближением к действительной картине рас-
пределения температур в очаге деформации, по, не-
смотря па это, могут быть использованы при уточнении
ряда параметров: предела текучести материал заготов-
ки ат, вязкости жидкости т] и др.
4. Необходимое давление выдавливания
Рв~ <тт [2/ (а) In -----ctg а) ф-
| dK J, з \sin-ct /
ф- 2p,ctgcx|7 1+ln-^l IrA ф-^1),
L \ “K / “к “K J J
(HO)
где ат—предел текучести исходного материала;
f (а)—функция, учитывающая влияние угла а; при
обычных условиях f (а)с^1;
йп— высота калибрующего пояска.
5. Расчет величины противодавления:
рп — 0,58 ат
1
кг
(111)
(о Т)кр выбирают па основании данных работы [109]
или определяют экспериментально по методике, изло-
женной в этой работе.
6. Определение оптимального количества жидкости:
а) превышение уровня жидкости над верхним торцом
заготовки
( D2 \
I 1 —7" I 1з РРв
Z_V
1 1-₽Рв ’
где П—коэффициент сжимаемости;
б) объем заливаемой жидкости
QM-
(Н2)
(ИЗ)
где Dp— внутренний диаметр контейнера;
Dp- (1,02 ч-1,05) D„.
7. Скорость прессования. Цель расчета — установить,
при какой скорости прессования трение между заготов-
кой и матрицей будет иметь жидкостный характер:
10
147
а) коэффициент вязкости для рабочей жидкости при
давлении выдавливания
^=^’4 (114)
где т)0—коэффициент вязкости при атмосферном дав-
лении:
для машинного масла т]о = 113-10-2 г/(см-сек);
для воды т]0 — 1,05-10~2г^см-сек);
q—коэффициент, зависящий от природы рабочей
жидкости:
для машинного масла <7=0,0023—0,003 см2/кг\
для воды <7=0,000075 см2/кг.
Влияние температуры на вязкость можно оценивать
формулой
*1/ — ’Io6
(115)
где X—коэффициент; для масла >.=0,023-^0,033;
t—температура жидкости;
т]0— коэффициент вязкости при температуре /0;
б) скорость прессования:
Dp 3n/’D. t°c
(116)
где h3 и hM—высоты микронеровпостей на заготовке и
матрице.
Полученное значение vn используют при выборе обо-
рудования по его скоростным характеристикам.
8. Оценка скорости прессизделия в момент разрядки
контейнера:
4₽0жРв
по2
_Ри Рн—dK
D2 2
\ D2
ctgal+fn^
(П7)
Значение ипр используют при разработке мероприятий
по торможению прессизделия и обеспечению безопасно
сти работы на оборудовании.
148
Глава IV
ТЕХНОЛОГИЯ ГИДРОПРЕССОВАНИЯ
1. ВЫБОР РАБОЧЕЙ СРЕДЫ И СМАЗКИ
ДЛЯ ХОЛОДНОГО, ТЕПЛОГО И ГОРЯЧЕГО
ГИДРОПРЕССОВАПИЯ
При разработке технологии гидропрессования очень
важен выбор среды, передающей давление, н смазки.
От состава жидкости и смазки зависит давление вы-
давливания, качество прессизделий, а также стабиль-
ность процесса. В первых опытах Бриджмена разруше-
ние прессизделия происходило в результате неправильно-
го выбора смазки. Многие исследователи изучали влия-
ние состава жидкостей и смазок па давление выдавлива-
ния и качество прессизделий [9, 51, 75].
Важнейшие параметры жидкостей и смазок — сопро-
тивление сдвигу и вязкость в рабочих условиях, пластич-
ность, т. е. способность растягиваться в такой степени,
чтобы покрывать новые поверхности, появляющиеся при
деформации.
Ниже приведены значения коэффициентов трения
различных смазок при высоких давлениях [115]:
Смазк а Коэффциент трения
Дисульфид молибдена 0,032
Графит 0,036
Турбинное масло 0,060
Касторовое масло 0,064
Окись цинка 0,071
Мыльный камень 0,076
Турбинное масло с 1 % графита 0,081
Турбинное масло 0,088
Машинное масло 0,099
Порошок слюды 0,260
Порошок буры 0,480
Из указанных данных видно, что наименьший коэф-
фициент трения — у дисульфида молибдена. В последнее
время M0S2 получил широкое применение в качестве
149
смазки в процессах обработки металлов давлением. Од-
нако эта смазка дефицитна и дорога. Кроме того, при
температурах выше 400—500° С дисульфид молибдена
разлагается и становится абразивом. Учитывая эти не-
достатки MoS2, нами широко опробовались недорогие
и недефицитные смазки, содержащие графит, который
имеет также весьма низкий коэффициент трения, отли-
чается высокой стабильностью при повышенных давле-
ниях и температурах.
Неразбавленные минеральные масла недостаточно
прочно связываются с подслоем, поэтому необходимо ис-
пользовать полярные или химически активные добавки
(олеиновую кислоту, метиловый спирт, силиконовую
смазку).
Основное требование, предьявляемое к рабочей сре-
де— обеспечение условий равномерной передачи давле-
ния на все поверхности заготовки. Повышенная сжимае-
мость среды — отрицательное свойство, поскольку уве-
личивается ход плунжера до начала истечения металла
заготовки, уменьшается рабочий объем контейнера, воз-
растает потенциальная энергия сжатой жидкости. Если
рабочая среда является одновременно и смазкой, то
к ней предъявляются дополнительные требования (оп-
ределенный уровень вязкости и смазывающих свойств).
Вязкость большинства жидкостей возрастает с уве
личением давления. Так, например, вязкость воды при
давлении 4000 ат увеличивается в 1,35 раза, керосина —
в 51,3 раза, трансформаторного масла — в 4580 раз. Рез-
кое возрастание вязкости среды приводит к ухудшению
поверхности и даже к полному разрушению прессиз-
делий.
Пью [51] рекомендует при давлениях до 10 000 ат
применять минеральное масло SAE30 с добавками ди-
сульфида молибдена, который хорошо диспергирует в
масле. При давлениях выше 10000 ат масло «замерзает»
и не может быть использовано как рабочая жидкость.
Поэтому при давлениях от 10 000 до 15 000 ат рекомен-
дуется использовать касторовое масло с добавлением
10% метилового спирта, при давлениях от 15 000 до
28000 ат — глицерин с 25% этиленгликоля, от 28 000 —
31 500 ат — изопентан с бензином.
К сожалению, указанные жидкости сами по себе яв-
ляются плохими смазками и трудно найти подходящие
150
добавки для их улучшения. Дисульфид молибдена не
может диспергироваться в этих жидкостях. В таких слу-
чаях необходимо обрабатывать саму заготовку. По-види-
мому, наиболее простой метод обработки — покрытие
заготовки толстым слоем консистентной смазки. Исполь-
зовали такие смазки, как графоген, дисульфид молибде-
на, латексный каучук, плавленый тетрафторэтилен и да-
же мягкое металлическое покрытие [51]. При выборе ра-
бочей жидкости и смазки необходимо учитывать особен-
ность механики процесса гидропрессования. При уста-
новившемся процессе истечения облегчаются условия за-
текания смазки в контактную зону за счет гидродинами-
ческого эффекта (см. гл. III, п. 5). Поэтому в условиях
установившегося процесса смазки с различной вязко-
стью могут работать одинаково эффективно.
Однако совсем другие условия создаются в началь-
ный момент гидропрессования. Давление рабочей жид-
кости в контейнере повышается от атмосферного до дав-
ления начала выдавливания в условиях покоящегося ме-
талла заготовки, при этом напряжения в контактной зо-
не всегда выше давления жидкости.
Жидкость недостаточной вязкости выжимается из
контактной золы, что приводит к росту сил трения, а сле-
довательно, и росту сопротивления деформированию.
При максимальном давлении начинается процесс
истечения металла, создаются условия затекания
смазки в контактную зону и давление резко сни-
жается.
На рис. 64 приведены индикаторные диаграммы вы-
давливания одинаковых заготовок жидкостями различ-
ной вязкости [116]. Факт, что более вязкая жидкость
(кривая 3) полностью устранила пик начального давле-
ния, служит подтверждением приведенной гипотезы.
Снижение начального давления за счет повышения вяз-
кости жидкости может быть неприемлемым вследствие
резкого ухудшения качества поверхности прессизделия
Выше уже указывалось, что начальное давление можно
снизить изменением конфигурации заготовки за счет из-
готовления продольных и поперечных проточек на ее ко-
ническом торце, высверливания полости на ее выходном
конце, а также за счет большего острения конуса заготов-
ки по сравнению с конусом матрицы или применением
матрицы, состоящей из набора шайб Эффективное сред-
151
ство снижения начального пика давления — прессование
по методу «слиток за слитком» (см. п. 4)
За счет разрушения тонкой разделительной пленки
маловязкой жидкости может повыситься давление и при
установившемся процессе гидропрессования. Последнее
Рис. 65. Зависимость толщины
слоя смазки от скорости и Ъида
применяемой смазки при воло-
чении мягкой стальной проволо-
ки [118]
/ — масло; 2 — мыло
Рис. 64. Индикаторные диаграм-
мы выдавливания заготовок раз-
личными рабочими жидкостя-
ми:
/ — трансформаторное минераль-
ное масло; 2—минеральное
масло для вакуумных насосов;
5 — минеральное масло с высо-
кой температурой вспышки
обстоятельство приводит к прерывистому протеканию
процесса, ухудшению качества поверхности прессизделий
и более интенсивному износу инструмента.
Толщина смазочной пленки, помимо вязкости, зависит
и от технологических параметров процесса. На рис. 65
приведен график зависимости толщины слоя смазки от
скорости волочения в условиях жидкостного трения [117,
118]. Из рисунка видно, что при увеличении скорости
волочения в три раза толщина слоя жидкой смазки воз-
росла приблизительно в четыре раза. Результаты экспе-
римента можно распространить и на гидропрессовапие,
поскольку поведение смазки при волочении с принуди-
тельной подачей под высоким давлением (3000—4000 ат)
и в процессе гидропрессования почти одинаково.
Известно, что при прочих равных условиях (темпера-
турно-скоростной режим, форма инструмента) усилие,
затрачиваемое в процессах обработки металлов давле-
нием, в большой степени зависит от смазки па поверхно-
сти контакта металла с инструментом.
С целью изучения влияния, оказываемого различны-
ми передающими средами, а также смазками на ве-
личину давления, было проведено выдавливание
152
заготовок из сплава АМц через матрицу с углом
конусности 10 град. Степень деформации при вы-
давливании составляла 50%. Следует отметить, что
конус на переднем торце заготовки для выдавливания
точно соответствовал конусу матрицы. Образец
вставляли перед опытом в очко матрицы с неболь-
шим натягом, что устраняло первоначальное протека-
ние жидкости между пими.
Результаты опытов по выдавливанию сплава АМц
приведены в табл. 8.
Из данных табл. 8 следует, что величина давления,
необходимого для осуществления одинаковых деформа-
Таблица 8
влияние среды на давление выдавливания
Жидкость, передающая давление Толщина смазочного слоя, мкм Состояние поверхности Давление начала истечения ат
Гипоидная смазка 11 Плохое 3200
Вода-{-нанесенный на обра- зец слой гипоидной смазки 9—10 Хорошее 3600
Вода 4—5 4200
Масло трансформаторное 9 Удовлетворитель- ное 4300
Масло трансформаторное+ +керосин (0,5—0,5) 6—7 То же 5300
Керосин 3 5800
Бензин 3 » 5800
Смазка вапор Т 100% 10 Плохое 4630
Вода+нанесенный па заго- товку слой смазки 9 Хорошее 3730
Вапор Т-рграфит (1:1) Силиконовая смазка 100% 6 » 2950
Веретенное масло 100% 7 У до вл етв ор ител ь- ное 4100
Веретенное масло 90% + + 10% силиконовой смазки 6—7 Хорошее 3050
Веретенное масло 95%+5% силиконовой смазки 6--7 Отличное 3150
153
ций, сильно зависит от смазывающего качества жидко
сти. Минимальное давление 3000 ат соответствовало
выдавливанию металла силиконовой смазкой. При этом
получали хорошее качество поверхности прутка. С умень-
шением вязкости жидкости повышается давление вы-
давливания и ухудшается качество поверхности прутков.
При выдавливании бензином давление жидкости соста-
вило 5800 ат, т. е. почти вдвое больше, чем при выдавли-
вании силиконовой смазкой.
Опыты по выдавливанию сплава АМц позволили вы-
брать жидкости, которые наряду с хорошим качеством
поверхности металла способствуют значительному умень-
шению усилия. Хорошие в этом смысле результаты полу-
чаются при выдавливании водой с нанесением на образец
тонкого слоя смазки (гипоидной или 50%! вапор Т+
-|-50% графита). Отличные результаты были получены
при выдавливании металла смесью 95% веретенного мас-
ла с 5% силиконовой смазки. При небольшом давлении
выдавливания (3100 ат) было получено отличное каче-
ство поверхности прутка.
При выдавливании сплава АМц с помощью всех ис-
следованных жидкостей размер поперечного сечения по-
лучаемого прутка был несколько меньше диаметра очка
матрицы (конец образца, заправляющийся перед опытом
в матрицу, сохранял при этом свой первоначальный раз-
мер).
При гидростатическом прессовании между матрицей
и металлом заготовки устанавливается смазочная плен-
ка. Для определения толщины пленки после прессова-
ния были проведены тщательные измерения диаметра
очка матрицы и диаметра полученного прутка. Учиты-
вая, что материал матрицы находится в условиях равно-
мерного всестороннего сжатия, благодаря чему отсутст-
вуют растягивающие радиальные напряжения и дефор-
мации с достаточной степенью точности можно считать,
что
Л0 = у(4~4). (118)
Для определения зависимости толщины смазочного
слоя от различных факторов были произведены соответ-
ствующие замеры при выдавливании заготовок сплава
АМц различными жидкостями (см. табл. 8), при выдав-
154
ливании через матрицы с различными углами входного
конуса и с различными степенями деформации. Анализ
приведенных данных показывает, что с увеличением вяз-
кости жидкости толщина смазочного слоя увеличивает-
ся с 3 мкм при выдавливании бензином до 11 мкм при
выдавливании гипоидной смазкой. Толщина смазочного
слоя зависит от угла входного конуса матрицы, причем
с уменьшением угла от 60 до 30 град, толщина смазочно-
го слоя увеличивается от 0 до 9 мкм. При дальнейшем
уменьшении угла а толщина смазочного слоя остается
постоянной.
К жидкостям, работающим при повышенных темпера-
турах, предъявляются следующие дополнительные тре-
бования: а) рабочий диапазон температур жидкости дол-
жен быть весьма широк: снизу диапазон ограничен
температурой стенок контейнера, сверху — тем-
пературой металла заготовки (400—1200° С); б) жид-
кость должна иметь низкую теплопроводность и малую
теплоемкость для предотвращения захолаживания по-
верхностных слоев металла заготовки и перегрева рабо-
чего инструмента; в) в рабочем диапазоне температур
жидкость должна сохранять свой химический состав, оп-
ределенный уровень вязкости и смазочных свойств;
г) жидкость не должна взаимодействовать с металлом
заготовки и прессового инструмента (например, обезуг-
лероживать или науглероживать поверхностные слои ме-
талла).
Смазка не должна быть токсичной, огнеопасной и до-
рогой. Она должна легко наноситься на изделие и легко
удаляться. Кроме того, при горячем гидропрессовании
жаропрочных и тугоплавких сплавов смазка служит за-
щитным покрытием против окисления во время техноло-
гического процесса.
В табл. 9 [116] приведены значения коэффициента
трения некоторых смазок в зависимости от температуры.
Коэффициент трения сухой плиты составлял 0,15.
Анализ данных, приведенных в табл. 9, показывает,
что коэффициент трения всех смазок при повышении
температуры возрастает, однако углеродистые добавки
улучшают условия трения при повышенных температу-
рах.
В ряде работ [119, 120] указано, что основным назна-
чением смазки при горячем прессовании является пол-
155
Таблица 9
Влияние температуры и углеродистых добавок на коэффициент
трения смазывающих плспок
Смазывающее вещество Температура, °C Коэффициент трения
Веретенное масло (51 сек по Редвуду 21 0 13
при 42° С) 42 0,14
121 0,15
Минеральное масло А (700 сек по 21 0,12
Редвуду при 42° С) 42 0,14
121 0,15
Минеральное масло А, содержащее 21 0,08
50% жидкой резины 42 0,09
121 0,13
Жидкая резина 21 0,06
42 0,10
121 0,12
Твердые смазывающие вещества 42 0,11
121 0,11
Твердые смазывающие вещества, по- 42 0,08
крытые жидкой резиной 121 0,10
ное устранение контакта и адгезии между инструментом
и деформируемым металлом. Уменьшение трения рас-
сматривается как фактор второстепенного значения. По
мнению Л. В. Прозорова [19], важнейшей характери-
стикой смазки, работающей при высоких температурах,
является вязкость, причем лучше такая смазка, у кото-
рой с понижением температуры вязкость возрастает
медленно. Полностью перечисленным требованиям не
удовлетворяет пи одно известное соединение. Наиболее
близкие к предъявляемым свойства имеют кремнийорга-
нические соединения. Однако они дефицитны и дороги,
поэтому находят ограниченное применение в процессах
горячего гидропрессоваиия.
Стеклосмазкн удовлетворяют большинству требова-
ний. Подбором химического состава стекол [120] можно
изменять температуру размягчения стекла в широких
пределах (600—1200° С) (табл.10).
Серьезный недостаток стеклосмазок — резкое возрас-
156
Таблица 10
Химический состав стсклосмазок и температурные пределы
прессования [120]
Стекло Химический состав стеклосмазок (ориентировочно), % Температура прессования, °C
Боратное В основном В2О3 870
Свинцово-калиевое 35SiO2+7K2O+58PbO 870—1090
Поташ-сода-свинцовое 63S i О2+7,1N а2О -Р6К2О 4~ 4-0,ЗСаО—3,6MgO + 4-20РЬО4-А12Оз 1090—1430
Боросиликатное 70SiO2+015K2O +1,4РЬО+ +27В2Оз+1,1А12О3 81S iO24-3,5Na2O4-0,5K2O +; +1ЗВ2О34-2 A12O3 1260—1730 1540—2100
Алюмосиликатное 57SiO2+1 Na2O+5,5CaO+ 4-12МёО4-4В2Оз+ +20,5А12Оз 1650
Кварцевое 968Ю2+3,6В5Оз+0,4А]2Оз Свыше 96SiO2 1930—2040 2200
Рис. 6G. Зависимость
вязкости смазки от
температуры [19]:
/ — стеклянная; 2 —
кристаллическая; 3 —
оптимального соста-
ва; I — для стали;
// — для тугоплавких
металлов
ухудшение с понижением температуры
тапне вязкости п
смазочных свойств (рис. 66).
Прозоров Л. В. [19] для определения оптимального
уровня вязкости стеклосмазки при горячем прессовании
рекомендует зависимость
й. от
•п = т
2.6 пп
(Н9)
Исходя из приведенной формулы, стеклосмазка опти-
мального состава должна иметь вязкость 300—800 из
157
при температуре прессования. Однако при температуре
стенок контейнера 300—400°С смазка затвердевает
и действует как абразив. В связи с этим перспективным
представляется применение технологии изотермического
гидропрессования с нагревом контейнера до 850- -900° С.
В этих условиях стекла являются отличной смазкой
и эффективной рабочей! средой, равномерно передаю-
щей давление [29, с. 3—5].
Близкие к изотермическим условия создаются при
горячем гидропрессовании стеклосмазками по способу,
предложенному авторами: па заготовку наносят слой
стеклосмазки толщиной 1—2 мм, заготовку помещают
в толстостенный стакан, выполненный из жаропрочного
материала, и нагревают в печи до температуры горячего
прессования. Для уменьшения теплопотерь в контейнер,
подогретый до 400—450° С, предварительно заливают
жидкость, состоящую из 50—70% битума и 30—50% гра-
фита, а затем в контейнер из печи переносят стакан, со-
держащий расплавленную стеклосмазку и заготовку,
и тут же осуществляют процесс гидропрессования. Дли-
тельность процесса 3—5 сек, поэтому температура внут-
ри слоя стеклосмазки и заготовки остается практически
неизменной. Наружная жидкая среда осуществляет бо-
ковую поддержку стенок стакана и передачу давления.
Рабочей средой фактически является стеклосмазка. При-
менение этого способа для гидропрессования жаропроч-
ных сплавов дало отличные результаты (см. п. 9).
Развитием направления стал способ горячего гидро
прессования квазижидкими средами. Стакан по этому
способу изготовляют из антифрикционного материала с
малым сопротивлением сдвиговым деформациям. Таким
требованиям удовлетворяют материалы на основе гра-
фита. Замена материала стакана позволила отказаться
от применения наружной! жидкости, роль которой выпол-
няет материал стакана [65]. Некоторые минералы в
расплавленном состоянии химически устойчивы и об-
ладают малой теплопроводностью [19]. Вязкость не-
которых горных пород, например базальта, габбора
и др. после расплавления с повышением температуры
изменяется менее интенсивно, чем стекол. Однако тем-
пература плавления базальта и габбора высока, поэто-
му их нельзя использовать в качестве смазки.
Поскольку базальты в естественном состоянии не от-
158
вечают требованиям, предъявляемым к смазкам, их до*
водят до необходимого химического состава и структуры
обогащением, т. е. удалением ненужных и введением по-
лезных составляющих. Химический состав природного
базальта изменяется главным образом введением эле-
ментов и химических соединений, понижающих темпера-
туру его плавления, например введением окиси кальция
и натрия, общее содержание которых в базальте не пре-
вышает 3—5%'.
Свойства кристаллического материала, используемо-
го в качестве смазки, как и стекла, значительно зависят
от степени измельчения порошка. Испытания показыва-
ют, что кристаллические материалы должны иметь бо-
лее тонкий помол, чем стекла.
Для смазки наружной поверхности заготовок следует
использовать порошки с просевом через сита № 300—
400; для трубных оправок и матриц — сита №100—200.
В настоящее время уже имеются смазки, плавящие-
ся при температуре около 800° С и ниже. Вязкость таких
смазок от температуры плавления до температуры прес-
сования (~ 1200° С) изменяется от 5000—6000 до 300—
1000 пз. При этом вязкость в области высоких темпера-
тур уменьшается менее интенсивно, чем при температу-
рах, близких к плавлению (см. рис. 66). Эти смазки
достаточно хорошо смачивают поверхность горячей заго-
товки. Теплопроводность кристаллических смазок при-
мерно в два раза больше стеклянных.
Кристаллические смазки оказываются особенно эф-
фективными при прессовании с повышенными и высоки-
ми скоростями и большим коэффициентом вытяжки. Ес-
ли подача стеклянных смазок достаточно равномерным
слоем затруднена в течение всего процесса прессования
изделий большой длины (более 10 м, скорость истечения
более 6—7 м/сек), то с применением кристаллических
смазок этот недостаток исключается. Последнее объяс-
няется большой стабильностью вязкости смазки вслед-
ствие неизбежного изменения температуры в ее слое
с возрастанием скорости истечения, а также большой
прочностью тонкого слоя кристаллической смазки по
сравнению со стеклянной.
Па основании изложенных выше факторов, а также
накопленного практического опыта в табл. 11 приведены
рекомендации для выбора рабочих жидкостей и смазок
159
Таблица II
Рекомендуемые составы рабочих жидкостей и смазок
для различных темперит; р и давлений выдавливания
Г идропрессовапие Состав жидкости или смазки
Холодное: Керосин; различные масла (касторовое,
при 4000—50и0 ат машинное, веретенное, вапор Т) — про- дукты перегонки нефти
при 10000 ат Глицерин, этиленгликоль и их различ- ные смеси; вода+смазка заготовки (MoS2 или графито масляная)
Теплое, Т^500° С Вапор Т; вапор Т +графит; вапор Т+ Ч-графит+МоБг; битумы, битум-рграфьт
Горячее, Т = 700—1200° С Битумы; битум + графит; кремнийоргани- ческие жидкости; стекла; расплавы со- леи; расплавы металлов; квазижидкие среды, например графит
в зависимости от температуры и давления выдавли-
вания.
Можно также рекомендовать смазки, которые приме-
няют при обычном прессовании [120].
2. ПОДГОТОВИТЕЛЬНЫЕ ОПЕРАЦИИ
Перед процессом непосредственного выдавливания
выполняются следующие подготовительные операции:
1) приготовляют рабочие жидкости и смазкп в коли-
чествах, требуемых для прессования заданной партии за-
готовок; 2) подготавливают заготовки или смазку, нано
сят металлическое покрытие; 3) подготавливают инстру-
мент и предварительно уплотняют все узлы.
Рассмотрим подробнее каждую из этих операций.
При холодном гидропрессовапии жидкости и смазки
приготовляют из определенных составных частей в тре-
буемой пропорции. Смазки, приготовленные из веществ
с различным удельным весом (например, Мо52+машин-
пое масло), перед нанесением па заготовку тщательно
перемешивают.
При теплом и горячем гидропрессовапии рабочую
160
жидкость подогревают до соответствующей температу-
ры. Например, при прессовании жидкостью на основе
смазки вапор Т и битума сначала нагревают смазку до
температуры 200—300° С, а затем засыпают требуемое
количество графита и дисульфида молибдена. Для посто-
янного поддержания температуры в смеси могут быть
использованы специальные резервуары со встроенным
электронагревателем, имеющим автоматический регуля-
тор температуры.
Для удобства заливки жидкости в контейнер (боль-
шинство установок прямого действия выполнено па базе
вертикальных гидропрессов) резервуар размещают па
специальной подставке выше верхнего торца контейне-
ра. Перед прессованием и перед каждым рабочим цик-
лом жидкость с помощью дозирующего устройства залп
вают в контейнер (рис. 67).
При гидропрессовапии на горизонтальном прессе
удобно рабочую жидкость располагать в резервуаре, не-
посредственно сообщающемся с рабочим контейнером
(см. рис. 22). Операция нанесения смазки зависит от ти-
па смазки и метода ее приготовления и может выпол-
няться окунанием, распылением или нанесением щеткой
или ветошью.
В качестве твердых смазок можно применять такие
мягкие металлы, как свинец, олово, алюминий, медь
и серебро. Эти металлы используют в виде механически
обработанной оболочки или наносят их методом горяче-
го окунания, газопламенного напыления или электро-
литического осаждения.
Стеклосмазки перед нагревом наносят на заготовки
методом напыления или кистью. Получил распростране-
ние способ нанесения смазки на нагретый слиток путем
обкатки его по наклонному лотку, покрытому стеклян-
ной пудрой, стекловолокном или стеклотканью. Известен
таже способ вставки стеклошайбы между слитком и мат-
рицей. Ниже приведена рецептура стеклосмазок, нано-
симых пульверизатором:
1. Смешать 200 мл сухого стеклопорошка зернисто-
стью 100 меш. (0,149 jujw) с 0,25—0,50 мл альгината
натрия.
2. Высыпать стекло и альгинат в 150 мл дистиллиро-
ванной воды (16—32°С), медленно и тщательно переме-
шать.
11—739
161
3. Сразу же, не давая стеклу осесть, нанести смесь
методом распыления.
Рецептура смесей, предназначенных для нанесения
кистью, такова:
1. Нагреть 375 мл дистиллированной воды до 38° С.
в оз дун
!ризб = 1-2 ат)
Рис. 67. Устройство для дозированной заливки жидкости
в контейнер:
/ — герметичная крышка; 2—резиновое кольцо; 3—резерву-
ар; 4—жидкость; 5 — шарик-поршень; 6— винт-упор тарнро-
вочный; 7 — цилиндр дозатора; 8 —вентиль; 9— золотник;
10 — штуцер; 11 — стол; 12 — рукоятка вентиля
2. Добавить 1 г вещества Carbopol 934 в нагретую во-
ду и тщательно перемешать.
3. Смешать раствор NaOH (7—12 однограммовых
таблеток в 59 мл дистиллированной воды) с раствором
Carbopol 934 для нейтрализации до рН=7.
4. Добавить 400—700 мл стекла зернистостью
100 меш, (0,14 мм) к нейтрализованному раствору.
Смесь такого состава можно хранить длительное
время.
162
После прессования стекло удаляют закалкой в воду
с последующим травлением в плавиковой кислоте или
снимают механическим способом [120].
Промежуточные покрытия применяют для улучшения
адгезионных свойств смазки или для защиты слитка от
загрязнения газами или смазкой.
Иногда промежуточное покрытие
может выполнять роль смазки.
Для холодного прессования наи-
более употребительными проме-
жуточными покрытиями являют-
ся фосфатные, оксалатные или
фторофосфатные. Сами по себе
эти покрытия имеют очень боль-
шой коэффициент трения, но в со-
четании с обычными смазками
представляют собой очень эф-
фективную систему при работе
в тяжелых условиях.
При горячем прессовании хи-
мически активных аэрокосмиче-
ских материалов применяют обо-
лочки для предотвращения за-
грязнения. В качестве оболочек
используют медь, сталь, пикель-
молибден. При горячем гидро-
прессовании квазижидкими сре-
дами смазку и рабочую среду
можно подготавливать и нано-
Рис. 68. Схема горячего гид-
родииамического выдавли-
вания [62]:
1 — пуаисои; 2 — контейнер;
3—графитная шайба; 4—за-
готовка; 5 — матрица; 6—ка-
либрующая втулка; 7 —за-
сить различными способами.
По способу, описанному в ра-
боте [62], в контейнер штампа 2
(рис. 68), нагретого до темпера-
туры 420—450° С, закладывают
нагретую заготовку 4, диаметр килечная ванна
которой иа 10—20% меньше дна
метра контейнера штампа. Для лучшего затекания гра-
фитного порошка в зазор между контейнером и заготов-
кой на верхнем торце делают фаску под углом 30 град
к боковой поверхности. На нижнем торце заготовки соз-
дают параболическое или коническое (с углом при вер-
шине 120 град) углубление.
Перед выдавливанием сверху заготовки укладываю!
11*
163
плотную графитную шайбу 3. Объем ее должен быть ра-
вен объему свободного пространства между контейне-
ром, заготовкой и пуансоном 1 при условии, что расстоя-
ние между пуансоном и заготовкой при выдавливании бу-
дет не менее 0,3—0,4 диаметра заготовки. Главное тре-
бование к материалу шайбы — способность к разруше-
нию до порошкообразного состояния при удельных дав-
лениях не менее 2—3 к.Г]мм?. Поскольку в начальный
момент давление пуансона 1 через графитную шайбу 3
передается непосредственно на нижний торец заготов-
ки 4, то края ее торца пластически деформируются до
тех пор, пока усилие деформации не превысит усилие
разрушения шайбы. В результате этого создается плот-
ное соединение заготовки 4 с входным конусом матри-
цы 5, препятствующее истечению графита наружу; обра-
зовавшийся после разрушения шайбы графитный поро-
шок заполняет все свободное пространство вокруг заго-
товки и затекает в зазор между контейнером и пуансо-
ном. Для предотвращения истечения через этот зазор
графита наружу на пуансоне 1 делают одну или две уп-
лотнительные канавки.
В конечном итоге графитная порошкообразная среда
уплотняется в такой степени, что обеспечивает равномер-
ное распределение давления пуансона по торцовой и бо-
ковой поверхностям заготовки. В результате этого соз-
дается схема гидравлического выдавливания, при кото-
рой заготовка подвергается всесторонним сжимающим
напряжениям и начинает пластически деформироваться
путем истечения в очко матрицы.
При гидропрессовапии особо труднодеформируемых
металлов, таких как жаропрочные сплавы на никелевой
основе, из квазижидкой среды на основе графита с до-
бавками связующих изготовляют методом прессования
и спекания стаканы с толщиной стенки 0,1—0,08 диамет-
ра контейнера [65]. Заготовку обертывают мерным ку-
ском стеклоткани таким образом, чтобы она была покры-
та со всех сторон слоем стеклосмазки 0,3—0,5 мм, и по-
мещают в стакан. Сверху стакан накрывают шайбой того
же состава, что и материал стакана. Подготовленную
таким образом заготовку помещают в электропечь.
Стеклоткань, во-первых, является смазкой, во-вторых,
благодаря своей низкой теплопроводности [удельная
теплопроводность при комнатной температуре равна
164
0,6003 кал/(см - сек-град)] резко снижает температурный
удар, что позволяет нагревать заготовки в одну ступень
и избежать подстуживания поверхности при переносе за-
готовки от печи к прессу. В-третьих, слой стеклосмазки
толщиной 0,2- -0,4 мм служит эффективной защитой по-
верхности заготовки от окисления и насыщения газами,
а в процессе прессования — от науглероживания. В со-
четании с графитовой оболочкой, играющей также роль
теплоизоляции и квазижидкой среды, слой стеклосмазки
способствует равномерному распределению температуры
в заготовке, так как исключаются потери тепла в по-
верхностном слое на расплавление стекла, а также па
всех стадиях технологического процесса.
Объем квазижидкой среды определяют из условия
полного вытеснения металла заготовки из конуса мат-
рицы:
Q-^E(/3 + Dp), (120)
Как уже отмечалось, подготовка заготовки для гид-
ропрессования — весьма трудоемкая операция, включа-
ющая механическую обработку переднего торца на ко-
нус с соответствующими проточками и сверлениями. На
заднем торце часто изготовляют тормозящую заглушку
(рис. 69). Иногда заготовку подвергают специальной до-
полнительной обработке.
Установлено [49], что для выдавливания заготовок
с гладкой поверхностью требуются более высокие давле-
ния, чем для выдавливания заготовок с грубой поверх-
ностью, которая может быть получена, например, песко-
струйной обработкой. Можно предположить, что такое
явление не будет наблюдаться при выдавливании обто-
ченных заготовок вследствие того, что смазка будет
удерживаться в имеющихся на поверхности рисках, а в
процессе выдавливания будет выжиматься из них.
При выдавливании (особенно твердых материалов)
заготовку необходимо покрыть слоем густой смазки
(применяя для этого жидкость с малой вязкостью). В ка-
честве покрытия используют графит, дисульфид молиб-
дена, каучук. На заготовки из бериллия наносили покры-
тие из серебра, но более эффективными оказались поли-
тетрафторэтилен и дисульфид молибдена. Вследствие
165
налипания на инструмент циркония и титана заготовки;
из этих материалов следует подвергать омеднению.
Эффективность смазок можно повысить путем песко-
струйной обработки поверхности заготовки перед нане-
сением смазки. Во время экспериментов с армко-желе-
зом при вытяжке 3 с использованием смазки «графоген»
уменьшение давления, достигнутое благодаря пескост-
Рис. 69. Заготовка для гидростати- Рис: 70. Прессшайба, подготовлен-
ческого прессования иая к прессованию
руйной обработке поверхности заготовки, изменялось от
5 до 20% по мере того, как входной угол матрицы умепь
шалея от 90 до 20 град. Предполагают, что выемки в по-
верхности, обработанной песком, заполняются смазкой,,
которая сохраняется в них, когда заготовка выдавлива
ется через матрицу.
Для повышения производительности процесса гидро-
прессования удобно иметь несколько комплектов головок
плунжера и матричных узлов в собранном виде (.рис. 70).
По мере износа уплотнений их меняют вместе с узлом,
Что значительно сокращает паузы при прессовании. Па-
раллельно с процессом прессования подручный прессов-
щика разбирает узел и меняет уплотнительные, кольца.
Увеличение зазора резко снижает стойкость уплотни-
тельных колец В связи с этим целесообразно перед гид-
ропрессованием произвести замер фактических размеров
166
всего комплекта инструмента: диаметров головок плун-
жера, матриц и внутренних втулок контейнеров. При
гидропрессовапии с нагревом размеры определяют с уче-
том термического расширения. После этого производят
сортировку инструмента по внутренним втулкам кон-
тейнера таким образом, чтобы зазоры находились в до-
пустимых пределах. Для удобства работы на торце
внутренней втулки контейнера и соответствующем ей
комплекте инструмента ставят одинаковое клеймо.
Перед горячим гидропрессовапием контейнер и мат-
ричный узел нагревают до 250—450° С. Как правило,
нагрев ведут -с помощью индуктора промышленной ча-
стоты, встроенного в контейнер. Для предотвращения
схватывания уплотнительных колец со стенками контей-
нера и снижения потерь на трение боковые поверхности
плунжера и матрицы смазывают графитомасляной смаз-
кой. После сборки плунжера, контейнера и матричного
узла поджатием с усилием не более половины требуемо-
го для выдавливания уплотнительные узлы матрицы и
плунжера приводят в рабочее состояние.
Для предварительной герметизации заготовки по ме-
сту контакта с матрицей многие исследователи рекомен-
дуют осуществлять ее запрессовку. На промышленной ус-
тановке предусмотрен механизм предварительной за-
прессовки изделия [75]; при работе на лабораторных
и полупромышленных установках запрессовывали заго-
товку на вспомогательном оборудовании.
Предварительная запрессовка заготовки повышает
общую трудоемкость процесса гидропрессовапия, приво-
дит к росту начального давления выдавливания, для
нее необходимо дополнительное прессовое оборудо-
вание. Авторами была разработана технология гидро-
прессования без предварительной запрессовки заготов-
ки [64]. По этой технологии заготовка подается в кон-
тейнер полностью подготовленной установки. Под дейст-
вием собственной массы заготовка самоустанавливается
в конусе матрицы. Диаметр заготовки выбирается, исхо-
дя из соотношения (107), что обеспечивает минималь-
ный зазор между заготовкой и стенками контейнера
и правильную центровку заготовки. После заливки ра-
бочей жидкости осуществляют процесс гидропрессова-
ния. При проведении испытаний рассматриваемого спо-
соба ни в одном из экспериментов не была нарушена
167
герметизация контейнера в месте контакта заготовки
и матрицы прп различных углах конусности матрицы
(60—100 град.) и различных вариантах изготовления ко-
нуса заготовки (укороченный, превышающий угол мат-
рицы на 30 сек., меньший угла матрицы на 30 сек., точно
соответствующий углу матрицы; без конуса). Проведен
пые эксперименты при разработке промышленной техно-
логии позволили отказаться от операции предваритель-
ной запрессовки заготовки.
3. СТАБИЛИЗАЦИЯ ПРОЦЕССОВ ГИДРОПРЕССОВАНИЯ
Достижение падежной герметизации контейнера еще
не означает полного успеха протекания процесса гидро-
прессования. Не менее важным мероприятием при раз-
работке технологии гидропрессования является стабили-
зация процесса, направленная на:
а) фиксацию заготовки в контейнере;
б) борьбу со stick — sleep-эффектом;
в) торможение изделий в конечной стадии прессова-
ния.
Многочисленные эксперименты с остановкой процес-
са гидропрессования, а также визуальное наблюдение
за характером процесса при выдавливании пластилино-
вых заготовок из пластмассового контейнера показывают,
что заготовка совершает своеобразные колебательные
движения в поперечном направлении. Наблюдались слу-
чаи, когда заготовку разворачивало в контейнере так,
что начиналось истечение в направлении, перпендику-
лярном первоначальной осн заготовки. Такое хаотиче-
ское движение заготовки нередко приводит к нарушению
герметизации контейнера, ухудшению качества прессиз-
делия, увеличению объема прессостатка.
Для фиксации заготовки в контейнере разработан
ряд технологических приемов. Так, па задний торец за-
готовки надевают направляющее кольцо, наружный диа-
метр которого равен диаметру полости контейнера. Про-
стейшим способом фиксации заготовки является прессо-
вание с минимальным зазором в соответствии с соотно-
шениями (103), '(104). В тех же случаях, когда невоз-
можно выполнить указанные рекомендации, можно вос-
пользоваться устройством, описанном в работе [64]
(рис. 71) .Заглушка 5 с помощью пружины 2 и тяги 3
168
постоянно прижимает заготовку к поверхности матри-
цы 8. Такое же устройство может быть использовано и при
гидропрессовапии на горизонтальных прессах (рис. 22).
Эффективный способ фиксации заготовки в контей-
нере— гидропрессовапие по гидромеханической схеме
(см. рис. 31), т. е. с постоянным
и равномерным поджимом заго-
товки рабочим плунжером.
Выше рассматривалась одна
из причин, приводящая к образо-
ванию stick — sleep-эффекта,
связанная с нарушением смазоч-
ной пленки и временным возра-
станием сопротивления деформи-
рованию. В данном случае необ-
ходимы мероприятия, направлен-
ные на стабилизацию смазочной
пленки, увеличение ее толщины и
прочности. Это достигается под-
бором жидкости и смазки опти-
мального состава, формировани-
ем определенного благоприятно-
го для захвата смазки рельефа
поверхности заготовки и Maipn-
цы. Эффективным мероприятием
является также подвод смазки
непосредственно в контактную
зону очага деформации через со-
ответствующие каналы и проточ-
ки в матрице (см., рис. 44).
Один из возможных случаев
Рис. 71. Схема установки
для гидростатического прсс
сования:
! — прессштемпель; 2 — пру-
жина; 3 — направляющий
стержень; 4 — уплотнитель-
ное кольцо; 5 — заглушка;
6 —заготовка; 7 — контей-
нер; 8 — матрица
нестабильности процесса наблю-
дается, если первоначальный
объем заготовки мал по сравне-
нию с объемом масла в камере.
При наличии большой разницы
между давлением, необходимым
для начала процесса, и давлени-
ем, требующимся для его поддер-
жания, давление прессования быстро падает после того,
как заготовка приходит в движение, а давление рабочей
жидкости в камере остается на прежнем уровне. Поэто-
му возникает резкое ускорение истечения металла в оч-
169
ко, вследствие чего давление жидкости снижается и срав-
нивается с давлением прессования, а движение заготов-
ки прекращается. Для продолжения процесса необходи-
мо новое повышение давления, и тогда весь описанный
выше цикл повторяется.
Для устранения этого явления применяют: принуди-
тельное резкое снижение давления в приемнике, заготов-
ки с двойным конусом на конце или вязкий демпфер
[121]. При принудительном снижении давления умень-
шается вероятность такого резкого
его спада, при котором давление
жидкости становится ниже давле-
ния, необходимого для прессования.
Применение заготовки с двой-
ным конусом снижает начальное
давление за счет уменьшения обжа-
тия. Вязкий демпфер (рис. 72) уста-
рис. 72. конструкция навливают на заднем торце заго-
вязкого демпфера ТОВКИ. Он ПЛОТНО ВХОДИТ В ПриеМ-
ник устройства для прессования.
Выпускные отверстия 2 на демпфере 1 регулируют ско-
рость перетекания жидкости из кольцевой зоны 5 в зо-
ну 4. Отверстия 2 изготовлены таким образом, чтобы со-
противление, создаваемое вытекающей из них жидко-
стью при нормальном прессовании, было незначитель
ным. Если начинается ускорение движения заготовки 3,
то давление в зоне 5 повышается по сравнению с давле-
нием в зоне 4. В результате возникает дополнительное
противодавление, выравнивающее процесс.
Второй причиной, приводящей к выдавливанию ме-
талла рывками, является несоответствие привода сило-
вой установки динамике протекания процесса гидропрес-
сования, т. е. привод не обеспечивает скорости истечения
металла, при которой создаются и стабильно сохраняют-
ся условия гидродинамического трения. Stick — sleep-
эффект в данном случае может быть устранен правиль-
ным выбором привода установки, причем основным тре-
бованием является обеспечение оптимальной скорости
перемещения плунжера, которая па основании уравне-
ний (67) и (74) должна быть:

(121)
170
Тай£ например,. При холодном выдавливании сплава АМц
водой с вытяжкой 2 давление составляет 4000 ат. Ос-
тальные параметры следующие: г/3=20 мм\ dK=30 мм;
h, + hM = 5 мкм; <гт = 12 кГ !мм2-„ а= 15 град.
При давлении 4000 ат вязкость воды т] = 1,42Х
ХЮ2 г/(см-сек).
По формуле (121) определяем скорость прессования,
необходимую для создания жидкостных условий трения:
22-&Ч0-4-12-108-0,27 ,
vn —---------—-------— = 1,7-10° см сек.
32-3-1,42-10—2
При выдавливании машинным маслом, у которого
при указанных условиях т]=5-103 г/(см-сек), vn
^48 мм/сек.
Расчет показывает, что при выдавливании водой прак-
тически невозможно па существующем оборудовании
обеспечить жидкостные условия трения. И, как показала
практика, процесс гидропрессоваиия водой нестабилен.
При выдавливании машинным маслом гидродинамиче-
ские условия трения могут быть созданы при использо-
вании в качестве привода серийных вертикальных и гори-
зонтальных гидравлических прессов.
Полностью устранить stick — sleep-эффект удается
применением схемы гидромеханического прессования,
при этом может быть создан любой режим трения (безу-
словно исходя из возможностей силового привода). Од-
нако наиболее эффективным способом устранения
stick — sleep-эффекта является гидропрессование с бо-
ковым усилением и с активным характером трения
(см. гл. III). Этот способ устраняет основную причину
появления stick — sleep-эффекта, а именно преоблада-
ние контактных напряжений над давлением жидко-
сти [60].
Высокие скорости истечения металла в конечной ста-
дии прессования (до 500 м)сек) требуют разработки спе-
циальных мер для торможения изделий. При проведении
экспериментальных исследований эффективным средст-
вом, обеспечивающим торможение изделия, является из
готовление па заднем торце заготовки утолщения в виде
пробки. При разработке промышленной технологии та-
кой способ неприемлем, так как значительно возрастают
технологические отходы металла, усложняется процесс
удаления изделия из матрицы и не реализуется важное
171
преимущество процесса гидропрессовапия—возмож-
ность выдавливания без прессостатка.
Для. уменьшения влияния аккумулированной энер-
гии сжатой жидкости па скорость выхода экструдата и
гидравлическую систему пресса были проведены испыта-
ния по запиранию внутреннего канала контейнера после
выхода изделия [95]. В результате исследований пришли
к выводу, что дисковые, фасонные, шариковые, конус-
ные отсекатели положительно влияют на работу пресса,
незначительно уменьшают скорость выхода экструдата,
но уменьшают срок службы матриц, особенно при боль-
ших давлениях, когда энергия удара отсекателя о мат-
рицу значительно возрастает. Для улавливания изделий,
выходящих из контейнера с большой скоростью, были
использованы ловители с резиновыми, тканевыми и дру-
гими набивками, частично решающие проблему тормо-
жения. В настоящее время испытывают пневматические
ловители.
Проведенные авторами исследования различных спо-
собов торможения изделий показали, что надежное «за-
пирание» матрицы достигается применением конической
заглушки с пружинным прижимом (см. рис. 71) [64],
причем стойкость матрицы не снижается. В последней
стадии прессования заглушка перекрывает матрицу и
предотвращает разрядку контейнера. Пружина прижи-
мает заглушку к заготовке и тем самым уменьшает уда-
ры заглушки по матрице.
Однако применение заглушек значительно усложняет
наладку и создает дополнительные трудности при экс-
плуатации оборудования. В связи с этим приведенный
способ торможения изделий в промышленных условиях
малоэффективен
Было разработано устройство с цанговым механиз-
м-ом зажима прессизделия (рис. 73).
Цанговый механизм состоит из поршня 3, корпуса 9
и конических сухарей (цанг) 6. Весь механизм ввинчи-
вается снизу в контейнер 5. Перед прессованием пор-
шень и сухари с помощью шариковых замков 4 и пружи-
нок 7 фиксируются в крайнем верхнем положении. В мо-
мент разрядки контейнера жидкость высокого давления 1
устремляется через отверстие в матрице 2 в полость 10.
Под действием давления жидкости поршень с большим
усилием давит на сухарики 6\ сухарики, перемещаясь по
172
конической поверхности корпуса 9, плотно обхватывают
пруток 8. Для повышения надежности торможения на
внутренней поверхности сухариков производят насечку.
Поршень 3 че требует специальных уплотнений, так как
зазоры до 0,1 мм представляют слишком большое сопро-
тивление для высоко-
скоростного потока
жидкости. Для фикса-
ции прутка имеется за-
ходной конус и направ-
ляющая втулка. Коль-
цевой цилиндрический
фланец на торце порш-
ня способствует повы-
шению усилия давле-
ния на сухарики за
счет увеличения по-
верхности контакта с
жидкостью высокого
давления. Усилие тор-
можения можно регу-
лировать, изменяя
угол конусности по-
верхности контакта су-
хариков и корпуса.
Длина тормозного пу-
ти зависит от длины
направляющей втулки
поршня.
По окончании про-
цесса торможения пру-
ток с определенным усилием подают вверх. Поршень 3
фиксируется шариковыми замками 4, а пружины 7 раз-
мыкают сухари 6, т. е. устройство приводится в исходное
рабочее положение и одновременно высвобождается по-
лученное прессизделие.
Принципиально возможен способ торможения пресс-
изделия остановкой движения плунжера в определен-
ной расчетом точке. После остановки движения плунже-
ра жидкость, имеющая избыточную энергию, выдавит
определенный объем металла, и процесс истечения пре-
кратится. Однако при повторном прессовании возникнут
те же трудности, что и при прессовании с утолщением на
конце заготовки, описанном выше.
173
Проведенные испытания рассматриваемого способа
[64] позволили установить, что процесс гидропрессования
по схеме «слиток за слитком» без «разрядки» контейнера
можно осуществить при выдавливании загот овки мини-
мальным количеством жидкости (при Л=0,06—0,08).
При соблюдении соотношения объемов жидкости и заго-
товки, установленных по формулам (101) и (113), гидро-
статическое прессование заканчивается тем, что пресс-
штемпель, достигая кромки матрицы, останавливается,
жидкость, расширяясь, выдавливает дополнительно
часть металла из конуса матрицы. Небольшой прессос-
таток, который остается в конусе матрицы, удерживает
прессизделия предотвращает утечку жидкости из кон-
тейнера. После поднятия плунжера в контейнер подают
следующую заготовку и процесс прессования повторяют.
В некоторых случаях, например при горячем гидро-
прессовании, нежелательно оставлять прессостаток в
матрице. Длительный контакт горячего металла с мат-
рицей может привести к отпуску материала матрицы и
резкому снижению ее стойкости. Кроме того, возросшее
сопротивление деформированию остывшего металла по-
высит начальное давление при повторном прессовании,
что также снизит стойкость матрицы.
В этом случае задача состоит в определении опти-
мального объема жидкости, выдавливание которым при-
ведет к полному истечению металла заготовки из кону-
са матрицы с минимальной скоростью. Такой характер
процесса, очевидно, возможен в том случае, когда вся
потенциальная энергия, накопленная жидкостью при ее
сжатии, расходуется па преодоление сопротивления де-
формированию металла при истечении последних порций
его из конуса матрицы.
Математически это условие запишется на основании
анализа формулы (86) в следующем виде.
£)2
/1-НН“ = 0- (122>
Отсюда следует, что опр = ц,
В формулу (98) подставим значение /1 из формулы
(122) и определим необходимый объем жидкости
4₽Рв
174
где
/M = 5^ctga,
и окончательно
_^(D„-dK)ctgq
Уж 8рРв
Наиболее эффективный способ стабилизации про-
цесса гидропрессования — применение схемы гидроме-
ханического прессования. В процессе гидромеханичес-
кого выдавливания заготовка жестко зафиксирована в
контейнере, отсутствует stick — sleep-эффект, скорость
выдавливания можно произвольно менять, процесс вы
давливания можно остановить в любой требуемый мо-
мент.
Отсутствие разрядки контейнера в конечной ста-
дии прессования делает процесс безопасным, снижает
расход рабочих жидкостей и загрязнение их парами ат-
мосферы цеха.
4. НЕКОТОРЫЕ ОСОБЕННОСТИ ТЕХНОЛОГИИ
ГИДРОМЕХАНИЧЕСКОГО ПРЕССОВАНИЯ И ПРЕССОВАНИЯ
С ПРОТИВОДАВЛЕНИЕМ
Процесс гидромеханического прессования (или гид-
ропрессования с торцевым усилением) наименее разра-
ботан и изучен. Вместе с тем ряд замечательных осо-
бенностей процесса, подробно рассмотренных выше
(см. стр. 75), на современном этапе развития гидропрес-
сования делает его наиболее перспективным для внедре-
ния в промышленность Особенно эффективно внедрение
способов гидромеханического прессования без перепус-
ка жидкости высокого давления (см. рис. 31).
Как уже отмечалось, при гидромеханическом прес-
совании затруднено затекание смазки и жидкости в кон-
тактную зону, что объясняется более высокими напря-
жениями, действующими в этой зоне. Поэтому на заго-
товку необходимо наносить толстый слой смазки
повышенной вязкости, например гипоидную смазку или
графитомасляную смазку (соотношение компонентов
1:1). Учитывая более благоприятные условия герметиза-
ции контейнера в месте контакта заготовки с матрицей,
175
густую смазку предварительно можно наносить на ко-
нус матрицы и заготовки.
Рабочую жидкость при гидромеханическом прес-
совании также можно применять более вязкую, так как
давление в рабочей жидкости при прочих равных усло-
виях ниже, чем при гидростатическом прессовании. В со-
ответствии с формулой (64), применение более вязкой
жидкости обеспечит лучшие условия для захвата смазки
в контактную зону очага деформации.
Вторая особенность процесса гидромеханического
прессования, которую необходимо учитывать при разра-
ботке технологии, — неизбежное оставление прессостат-
ка. Это — существенный недостаток процесса, ограничи-
вающий область его применения, например, для гидро-
прессования с нагревом металла заготовки. Исходя из
этой особенности, представляется нецелесообразным ис-
пользование способа гидромеханического прессования
для процессов с нагревом металла заготовки выше тем-
пературы рабочего инструмента.
При гидромеханическом прессовании создаются ус-
ловия для формирования прессутяжипы минимального
объема (см. с. 34) по сравнению с обычным и гидроста-
тическим прессованием; поэтому
по схеме «слиток за слитком».
Процесс прессования по этой технологии и с исполь-
зованием схемы, приведенной на
дующим образом. Через отверстие в контейнере вводят
заготовку, подготовленную к прессованию. Для лучшей
центровки около матрицы имеется направляющая
втулка.
Объем рабочей жидкости определяют из соотношения
возможно прессование
рис. 31, выглядит сле-
4
где
К - 1 +
/р ' 1В
или
Ррбок/ф2р/р+^ /„)

(124)
Д/ =
176
Из соотношения (124) удобно определять размеры
заготовки при условии заливки рабочей ждкости до кра-
ев контейнера, что значительно облегчает проблему до-
зирования жидкости.
Процесс истечения металла заготовки начинается при
определенном соотношении Рбок/Ртрц и заканчивается по
достижении плунжером конуса матрицы. Плунжер вы-
водится из контейнера, подается следующая заготовка,
не имеющая конуса, при необходимости доливается ра-
бочая жидкость и процесс выдавливания повторяется.
При этом торец последующей заготовки выдавливает
прессостаток предыдущей заготовки. Описанная техно-
логия отличается высокой производительностью и мини-
мальным расходом рабочих жидкостей.
При гидростатическом прессовании с большими вы-
тяжками в конусе матрицы часто остается прессостаток
небольшой величины. Причину его образования можно
объяснить следующим образом. При гидростатическом
прессовании, как и при ооычиом прессовании, образуется
прессутяжипа, однако в первом случае размер ее значи-
тельно меньше, причем часто наблюдается формирова-
ние боковой прессутяжипы. В последней стадии прессо-
вания, когда пруток, выходящий из калибрующего пояс-
ка, содержит центральную прессутяжину, жидкость вы-
сокого давления устремляется в полость, образованную
прессутяжиной, и отрывает пруток от прессостатка, ко-
торый остается в конусе матрицы. Величину этого пресс-
остатка невелика. Перед повторным прессованием пресс-
остаток необходимо удалить из контейнера, иначе будет
трудно обеспечить герметизацию матрицы. Прессостаток
удаляют с помощью отсекателя специальной конст-
рукции.
При гидромеханическом прессовании образуется, как
правило, только центральная прессутяжина, причем зна-
чительно меньшего объема, чем при гидростатическом
прессовании. Однако при прессовании с большими вы-
тяжками и с нагревом металла заготовки даже при гид-
ромеханическом прессовании прессутяжина может выйти
вместе с прессизделием наружу за калибрующий поя-
сок матрицы. Если при этом жидкость проникнет меж-
ду заготовкой и торцом пуансона, то возникает положе-
ние, подобное описанному выше. Для предотвращения
разрядки контейнера через прессутяжппу при гидроме-
12—739
177
Рис. 74. Схема гидромеханичес-
кого прессования с независимым
гидроприводом вспомогательно’
го и рабочего плунжеров
ханическом прессовании на торце плунжера изготовляют
кольцевые проточки, за счет затекания металла в кото-
рые достигается надежная герметизация в месте контак-
та плунжера и заготовки.
Для процесса гидромеханического прессования также
можно применять квазижидкие среды. В этом случае
оборудование, предусматри-
ривающее перепуск рабочей
жидкости, совершенно не-
пригодно, а среди схем без
перепуска жидкости пред-
почтительней становится
схема (рис. 74) с независи-
мым гидроприводом рабоче-
го плунжера 6 и вспомога-
тельного плунжера 5.
При работе по этой схе-
ме использовали горизон-
тальный гидравлический
пресс усилием 1200 т, имею-
щий независимые системы
гидропривода: прессштемпе-
ля и иглы. Смазанную заго-
товку 2 перед прессованием
помещают в стакан, изго-
товленный из квазижидкой
среды (при прессовании при
температуре ниже 250° С ис-
температуре выше 500—
700° С — графит) и вместе со стаканом вводят в контей-
нер 1. Перемещением рабочего плунжера 6 поджимают
заготовку 2, достигая герметизации в месте контакта за-
готовки с матрицей 4 и рабочим плунжером. Дальней-
шее повышение давления в рабочем и вспомогательном
цилиндрах ведут одновременно, при этом, следя по ма-
нометрам, поддерживают постоянное соотношение тор-
цового и бокового давлений в пределах 1,18—1,20.
По окончании процесса выдавливания вначале раз-
гружают вспомогательный плунжер и лишь затем рабо-
чий плунжер, что способствует сохранению и многократ-
ному использованию сформированной антифрикционной
и пластичной втулки.
Описанная технология гидромеханического прессова-
пользуют фторопласт,
178
пия особенно эффективна при горячем прессовании, так
как материал втулки 3 предотвращает захолаживание
заготовки. Время же подготовки повторного прессования
весьма мало (в наших экспериментах не превышало
15—20 сек), поэтому значительного захолаживания
прессостатка не происходит. Однако с целью повышения
стойкости матриц их изготовляли из жаропрочного
сплава на никелевой основе ЖС6-КП.
При разработке технологии гидростатического прес-
сования с противодавлением по приведенной на рис. 27
схеме основной задачей является определение минималь-
ной величины противодавления, необходимого для полу-
чения качественного прутка. Кроме того, необходимо
установить соответствие между размерами паразитного
прутка, нижней полостью и размерами основной заготов-
ки и стального наконечника.
Длина паразитной заготовки должна быть достаточ-
ной, чтобы вся основная заготовка выпрессовывалась
при установившемся постоянном противодавлении. Сле-
довательно, минимальный объем паразитной заготовки
Q,.n должен быть равен объему основной заготовки Q3:
— Q3.11-
(125)
Длина полости нижнего контейнера должна быть до-
статочной, чтобы полость могла вместить выпрессован-
ную заглушку и пруток:
/и.к = М, + /к.з. (126)
И, наконец, третье требование определяет объем ко-
нической заглушки QK.3- Он должен быть таким, чтобы
при полном перетекании заглушки в нижнюю полость
в последней создавалось бы давление жидкости, рав-
ное давлению выдавливания паразитной заготовки или,
иными словами, величине необходимого противодавле-
ния:
Qk.3 ~
где Дфж—то уменьшение объема жидкости, которое
вызывает изменение давления в ней на ве-
личину
Др - Рп
12-
179
а следовательно,
Qk.3 РСжРп> Q.K Qu.к Qn.3> (127)
где Q,i.K — объем полости нижнего контейнера.
В качестве примера рассмотрим технологию горяче-
го гидропрессования сплава ЖС6-КП.
При разработке установки все основные размеры
принимали исходя из конструктивных соображений.
Длина заготовки сплава ЖСК-КП /3 = 60 мм, диа-
метр заготовки сплава ЖС6-КП £)„=40 мм, диаметр
очка рабочей матрицы t/0=23 мм, угол конуса обеих
матриц 2а=90 град., вытяжка А=3.
Диаметры оснований стальной конической заглушки
принимали равными диаметру основной заготовки и диа-
метру очка матрицы.
Диаметр паразитной заготовки принимали равным
диаметру очка рабочей матрицы d3.n — 2.3 мм.
Высота конической заглушки
<pH~rfo)ctga = 8 5
2
Для выполнения первого условия необходимо, чтобы
Фз = ^.Ап (128)
или /З.п=^з =180 мм, т. е. длина паразитной заготовки
равна длине выпрессованного прутка сплава ЖС6-КП.
Второе требование определяет высоту нижней прием-
ной полости
Длину отпрессованной конической заглушки опреде-
ляют из условия равенства объемов конической заготовки
и полученного из нее прутка:
=<?к.3; <?к.з = ^(Ч2 + Ч^ + ^);
. = МРн + ЧЛ + <*о) Ак.з (х + /Т+ 1)
следовательно,
1 Q со । 8,5 (3 + 1,73 + 1) <
/н.к = 8-60 4----5—-------!—- — 196,2 мм.
180
Исходя из третьего требования, определяем диаметр
нижней полости /Д:
Ск.з РСж Pni
(’3(”
При давлениях 10 000 ат объем большинства жидко-
стей уменьшается па 20—30%, т. е. рп|3 = 0,3. Следова-
тельно:
D - д/1 4-67gL+ 529-180^—=25 лш.
V \ 0,3-3,14 /200
При гидропрессовании с противодавлением создают-
ся благоприятные условия для формирования надежной
смазочной пленки на всей длине контактной зоны, так
как давление смазки при входе в очко матрицы (рп) от-
лично от нуля и равно величине противодавления [см.
формулы (79) и (81)]. Значительно уменьшается ско-
рость прессизделия в момент разрядки рабочего контей-
нера. Это связано с уменьшением скорости потока жид-
кости при ее расширении в замкнутом объеме.
При расширении жидкости давление в ней падает не
до нуля, а до величины, промежуточной между рв и рп,
и зависит от соотношения объемов вспомогательной
и рабочей камер в момент разрядки контейнера Для оп-
ределения установившегося давления жидкости руст
пишем следующие три справедливые выражения:
Афж = 1“ (Ск.з Qh.k) Руст,
^Q1 = РСк.з Рв’, AQ2 = PQh.k Рп-
Очевидно, что
AQi + AQ2=AQiK,
откуда и находим искомую величину руст:
за-
(131)
Сле-
Из уравнения (131) следует, что рп < руст<рв-
довательно, в момент разрядки рабочего контейнера
может произойти выстреливание паразитного прутка с
огромной скоростью под действием давления руст, при
котором находится большой объем жидкости (QH к -ф
+<?₽)•
181
Для предотвращения «разрядки» вспомогательного
контейнера необходимо предусматривать описанные
в предыдущем параграфе мероприятия по торможению
паразитной заготовки, причем очевидно, самый простой
способ — выполнение паразитной заготовки с утолщени-
ем на конце. Диаметр утолщенного конца Z)yT можно оп-
ределять из следующего соотношения:
D
Руст <aln—+
V (^о)в.М
(132)
где а и b—постоянные для материала паразит-
ной заготовки;
(t/0)B.M—диаметр очка вспомогательной мат-
рицы.
Гидропрессовапие с противодавлением по описанной
схеме — весьма трудоемкая операция Кроме того, за-
труднено получение изделий
большой длины, так как слож-
но изготовлять приемные каме-
ры большой длины.
В связи с этим представля-
ет интерес технология двойно-
го гидростатического прессова-
ния по схеме, приведенной па
рис. 75 [122]. Металл заготов-
ки при истечении через матри-
цу проходит два калибрующих
пояска. Конечная степень де-
формации во второй ступени
матрицы выбирается такой,
чтобы обеспечить необходи-
Рис. 75. Гидростатическое прес МЫЙ УР^НЬ ПрОТИВОДаВЛеПИЯ
сование через ступенчатую мат- ДЛЯ ОСуЩеСТВЛСПИЯ ОСНОВНОЙ
деформации в первой ступени
матрицы; кроме того, величи-
на конечной степени деформации должна быть вне кри-
тической области (см. п. 7, гл 111).
Прессование по описанной схеме значительно упро-
щает технологию гидропрессования с противодавлени-
ем и дает отличные результаты при гидропрессовании
хрупких металлов.
182
5. ТЕХНОЛОГИЯ ГИДРОПРЕССОВАНИЯ
С НАГРЕВОМ ЗАГОТОВКИ
Выше приводились технологические преимущества
гидропрессовапии с нагревом (снижение усилий прессо-
вания, возможность прессования высокопрочных метал-
лов и сплавов с большими вытяжками, более спокойное
протекание процесса). Однако очень важным является
возможность получения более высоких свойств на изде-
лиях, полученных горячим гидропрессованием по срав-
нению с холоднопрессованпыми.
Как известно, холодная деформация значительно по-
вышает прочность при комнатной температуре, причем
холодное гидропрессование позволяет получать высоко-
прочные нагартоваппые изделия при сохранении на до-
статочно высоком уровне пластических свойств.
Однако при нагреве прочность пагартованных ма-
териалов (в том числе и холодпогидропрессованных)
быстро падает. Поэтому при нагреве под закалку весь
эффект упрочнения пропадает, а последующая закалка
не повышает прочности.
Как показали эксперименты, прочность термически
упрочняемых сплавов после горячего гидропрессования
и полной термической обработки значительно выше, чем
термически обработанных холоднопрессованных изде-
лий. Тот же эффект наблюдается и в отношении длитель-
ной прочности холодно- и горячепрессованных жаро-
прочных и тугоплавких металлов и сплавов. Поэтому
для термически упрочняемых и жаропрочных сплавов
горячее гидропрессование более перспективно.
Некоторое отставание технологии горячего гидро-
прессования объясняется рядом дополнительных трудно-
стей осуществления процесса. Мы подробно рассмотрели
трудности выбора жидкости и смазки для горячего гид-
ропрессования. Этот вопрос и в настоящее время требует
глубокого и детального изучения.
Повышенная адгезия металлов при высоких темпера-
турах часто приводит к значительному налипанию ме-
талла заготовки па инструмент и ухудшению качества
поверхности изделий. При горячем прессовании повы-
шается неравномерность течения металла, которая усу-
губляется неизбежным захолаживанием металла заго-
товки. В результате повышенной неравномерности исте-
133
чения увеличивается объем прессутяжины, и, когда она
проникает вместе с изделием за калибрующий поясок
матрицы, через нее происходит разрядка контейнера, и в
матрице, как правило, остается небольшой прессостаток.
Это обстоятельство затрудняет гидропрессование по схе-
ме «слиток за слитком». Повышенная неравномерность
деформации может вызвать значительную анизотропию
свойств в гидропрессованных изделиях.
Учитывая изложенное выше, важнейшей задачей при
разработке технологии горячего гидропрессоваиия явля-
ется разработка мероприятий по сохранению темпера-
туры металла заготовки и созданию в процессе выдавли-
вания условий для максимальной равномерности распре-
деления температур по длине и сечению заготовки. При
этом необходимо учитывать всевозможные потери тепла
в течение технологического цикла.
Контейнер и матрицу перед горячим гидропрессова-
нием нагревают до максимально возможной температу-
ры (400—500°). Нагрев осуществляют с помощью встро-
енного индуктора промышленной частоты. Жидкость
нагревают в специальных резервуарах до температуры
кипения (т. е. тоже до максимально возможной). Жид-
кость желательно выбирать с минимальной теплоемко-
стью и теплопроводностью. Существенно снизить тепло-
потери можно за счет общего сокращения технологиче-
ского цикла и времени контакта заготовки с более хо-
лодной средой. Последнее достигается рядом меропри-
ятий.
На рис. 76 приведены кривые охлаждения заготовки
диаметром 85 мм и длиной 200 мм из сплава ВТ 1-0 па
воздухе и в битуме, предварительно нагретом до
300е С. Температуру замеряли снаружи заготовки и внут-
ри. Как видно из рисунка, охлаждение в битуме проис-
ходит значительно быстрее, чем на воздухе, при этом
скорость охлаждения периферийных слоев выше скоро-
сти охлаждения центральных.
Через 100 сек центральные слои потеряли 200, а пери-
ферийные 400° С, т. е. половину. Через 10 сек по-
тери соответственно составили 150 и 100° С. Из рас-
смотрения эксперимента ясно, как важно сократить вре-
мя контакта горячего металла с относительно холодной
средой.
Уменьшить время контакта с рабочей жидкостью
184
можно применением способа, разработанного во
ВНПИМЕТМЛШе [123]. Заготовку помещают в контей-
нер, а затем в пакете подается жидкость. При перемеще-
нии пуансона пакет разрушается и заполняет объем
контейнера. Однако при опробовании этой технологии
Рис. 76. Кривые охлаждения заготовки ВТ1-0:
1 — центр заготовки; 2 — периферия заготовки; / — охлаждение на
воздухе; //— охлаждение в битуме; /// — температура кипения
битума
возникли большие трудности с удалением воздуха из
контейнера.
Был разработай способ, по которому вначале осуще-
ствляли заливку жидкости в контейнер, а затем быстро
подавали заготовку и осуществляли выдавливание. Для
предотвращения утечки жидкости через отверстие в мат-
рице его закрывали специальной конической или шаро-
вой заглушкой [124], которая легко удаляется при исте-
чении металла заготовки.
По способу, описанному в английском патенте1, при-
менен несколько обратный прием. Вначале в рабочем
контейнере размещают заготовку с рабочей жидкостью
и повышают давление, а затем с помощью индуктора,
находящегося в непосредственной близости от заготовки,
нагревают металл. При определенной температуре пре-
* Патент (англ ), № 974959, кл. ВЗР, 1964
185
дел текучести Металла заготовки настолько снизится,
что начнется процесс истечения. Важное преимущество
процесса авторы усматривают в том, что контейнер при
этом остается холодным. Однако процесс едва ли найдег
широкое промышленное применение из-за Лизкой произ-
водительности.
Возможность использования пространства между
стенками контейнера и заготовкой для размещения на-
гревательного элемента реализуется и при гидропрессо-
вании из горячей толстостенной втулки (см. в п. 2
паст. гл).
При горячем гидропрессовапии можно с успехом ис-
пользовать периферийно-поточный метод прессования,
сущность которого состоит в перегреве периферийных
слоев металла заготовки. Степень перегрева выбирают
такой, чтобы к моменту прохождения металлом очага
деформации температура за счет более интенсивного
охлаждения периферии выравнивалась по всему сече-
нию.
Высоколегированные труднодеформируемые сплавы
на основе титана, никеля и железа, как правило, имеют
относительно низкий коэффициент теплопроводности,
благодаря чему удается при форсированном нагреве на-
ружных слоев получить требуемый градиент температур.
Так, например, при попытке выдавить заготовки
сплава ЖС6-КП жидкостью, состоящей из 70% битума
№ 5, 20%' графита и 10% M0S2, при равномерном пред-
варительном нагреве заготовки до 1150° С металл заго-
товки при выдавливании полностью растрескивался
(рис. 77,а). Необходимо отметить, что при этом время
всего технологического цикла было минимальным—15 сек
Однако, как следует из кривых охлаждения (см. рис. 76),
средняя температура заготовки за это время могла по-
низиться до 1000' С, а разность температур периферий-
ных и центральных слоев составит 150° С. Для сплавов
типа ЖС6-КП такой градиент температур недопустим.
Создание при форсированном нагреве заготовки об-
ратного градиента с перегревом периферии на 150° С поз-
волило выравнять температуру по сечению заготовки при
прохождении ею очага деформации и получить высоко-
качественные прутки (рис. 77,6). Сплавы типа ЖС6-КП
весьма чувствительны к неравномерности нагрева, по-
этому при прессовании периферийно-поточным методом
186
a
Рис. 77. Прутки сплава ЖС6-КП, полученные горячим гидропрессованисм:
а —смазка н рабочая жидкость, состоящая из 70% битума № 5; 20% графита
и 10% MoS2; Л.= 3; ГПр=П50°С; б — смазка и рабочая жидкость та же; пери-
ферия перегрета на 150° С; в — квазижидкая среда иа основе графита
187
с применением относительно холодных жидкостей (би-
тум+графит) получить стабилопые результаты трудно.
Для указанного типа сплавов была разработана тех-
нология гидропрессования квазижидкими средами, под-
робно описанная в п. 2. Отличные результаты были по-
Рис. 78 Схема устройства
для нагрева металлов по
методу С. Е. Кузнецова [125]:
1 — нагреваемое изделие —
электрод; 2 — огнеупорный
электропроводящий поро-
шок; 3— стенки сосуда, од-
новременно служащие для
подведения тока к порошку;
4 — глинистая или асбесто-
вая прокладка иа дне со-
суда; 5 — раскаленная кай-
ма, окружающая нагревае-
мый предмет
лучены при использовании тех-
нологии форсированного на-
грева металла заготовки по
методу С. Е. Кузнецова [125],
причем нагревательным эле-
ментом при нагреве по этому
методу служит сама квази-
жидкая среда (рис. 77,в).
Принцип работы электрона-
гревательного устройства по-
ясняется рис. 78. Метод Кузне-
нова основан на концентрации
большой силы тока (при нап-
ряжениях от 40 до 600 в) в
крайне ограниченном месте
контакта нагреваемого изде-
лия — электрода / с другим
электродом--порошком 2. За-
мечательная особенность мето-
да— отсутствие необходимо-
сти применения мощных транс-
форматоров или реостатов.
Питание можно подводить непосредственно от силовой
сети любого напряжения (110, 127, 220 в).
В сосуд, изготовленный из токопроводящего матери-
ала (сталь, чугун и др.), засыпают хорошо прокаленный
графитовый порошок, просеянный через сито (100 отв.
на 1 см2). Один провод прикрепляют к стенке сосуда,
другой — к нагреваемому предмету, например заготовке
для прессования. Оба провода присоединяют (без транс-
форматоров и реостатов) к сети в 127 в. После этого за-
готовку опускают в графитовый порошок в центре сосу-
да. Через 2—3 сек вокруг нагреваемого металла образу-
ется красная кайма, состоящая из частиц раскаленного
графита.
При диаметре заготовки 40 мм и длине нагреваемой
части 50,0 мм через 1,5—2 мин температура металла по-
вышается до 1000—1100° С. Установка при этом разви-
’8Ъ
вает мощность 9—10 кет. При извлечении заготовки из
нагревательного устройства иа ней остается слой в 5—
—8 мм раскаленного и спеченного порошка графита.
Нагретую заготовку со сформированной таким обра-
зом оболочкой помещают в контейнер и осуществляют
выдавливание. Оболочка графита при этом является
смазкой и квазижидкой средой. Замер температуры пе-
риферийных слоев и центральных слоев металла заго-
товки показал, что форсированный нагрев приводит к пе-
регреву периферии на 50—60 град при средней темпера-
туре заготовки диаметром 60 мм сплава ЖС6-КП
1100° С. Такой градиент способствует более равномерно-
му истечению металла при прессовании из контейнера,
нагретого до 400° С.
Применение метода С. Е. Кузнецова для нагрева ме-
талла перед горячим гидропрессованием позволяет су-
щественно повысить производительность процесса и ав-
томатизировать и синхронизировать процессы нагрева,
переноса заготовки в контейнер и операции выдав-
ливания.
Электронагреватель можно рассчитать практически
на любую требуемую температуру. Например, нагрева-
тель производительностью три заготовки в минуту при
диаметре их 30 мм и длине нагреваемой части 50 мм
должен иметь следующую характеристику:
Мощность печи, кет . 10
Напряжение тока, в 120
Размеры нагревательного устройства, мм-.
диаметр .............. 400
глубина . . 250
толщина шамотных стенок . 40—50
толщина железной оболочки кожуха 2
толщина электрода (железная пластина) 3—5
Вверху шамотной стенки имеется шесть выемок с
медными клеммами для вставки заготовок и подвода
к ним электротока. Состав порошка: графит+антраци-
товый порошок+тальк (добавки антрацита и талька до
15%). Чем ниже напряжение при работе, тем мень-
ше могут быть размеры печи и тем крупнее должны быть
зерна порошка.
189
Соблюдение перечисленных выше условий позволяет
получать изделия высокого качества из труднодеформи-
руемых и особо труднодеформируемых сплавов при го-
рячем гидропрессовапии.
6. МЕХАНИЗАЦИЯ И АВТОМАТИЗАЦИЯ
ПРОЦЕССОВ ГИДРОПРЕССОВАНИЯ
Автоматизации процессов способствует ряд замеча-
тельных особенностей способов гидропрессования: от-
сутствие прессостатка, высокие скорости деформации,
независимость формы заготовки от конфигурации рабо-
чего контейнера, возможность разделения камеры сжа-
тия и рабочего контейнера (например, взаимноперпен-
дикулярное расположение их осей), а также повышенная
стойкость прессового инструмента. Для автоматизации
процессов горячего гидропрессования важным преиму-
ществом является наличие теплоизолирующей прослой-
ки рабочей среды между прессовым инструментом и го-
рячим металлом заготовки.
Для автоматизации процесса нагрева и загрузки ме-
талла в контейнер авторами была разработана установ-
ка для гидропрессования квазижидкими средами, схема
которой приведена на рис. 79. Важная отличительная
особенность установки — применение форсированного
нагрева по методу С. Е. Кузнецова и расположение на-
гревательного устройства непосредственно перед рабо-
чим контейнером.
Для гидропрессования по описываемому способу
можно применять стандартные горизонтальные и верти-
кальные гидравлические и кривошипные прессы. Поми-
мо определенных силовых условий, к прессовой ус-
тановке предъявляется требование — обеспечить высо-
кую скорость прессования — не ниже 500—700 мм/сек.
При более низких скоростях происходит захолаживание
металла в контейнере, большему тепловому воздействию
подвергается прессовый инструмент, снижается устойчи-
вость смазочной пленки квазижидкой среды в контакт-
ной зоне, усложняется проблема синхронизации высоко-
скоростного нагрева и процесса выдавливания.
Все вместе перечисленные последствия снижения
скорости прессования приводят к резкому ухудшению
качества получаемых изделий. В особенности это прояв-
190
ляется при прессовании труднодеформируемых жаро-
прочных сплавов на никелевой основе.
Нагревательное устройство (см. рис. 79) представля-
ет собой барабан с шестнадцатью независимыми нагре-
вательными камерами 2, работающими по принципу
Рис. 79. Схема установки для гидропрессования квазижидкими средами и
автоматизированным циклом прессования
электронагрева С. Е. Кузнецова. На передний конец
заготовки 11 надевают графитовую заглушку, с по-
мощью которой фиксируется положение заготовки в ка-
мере. Затем вокруг заготовки насыпают токопроводя-
щий порошок. Состав порошка: 80% коллоидального
графита, 10% талька, 5% шамота, 5% стеклопорошка.
Порошок насыпают доверху так, что он окружает со
всех сторон заготовку ровным слоем, толщину которого
определяют из соотношения
й = (0,10,12) d3. (133)
Нагревательная камера, подготовленная таким обра-
зом, автоматически подается в периодически освобожда-
ющиеся ячейки (после каждого цикла прессования),
футерованные огнеупором 6 нагревательного устройства.
После прессования камера автоматически извлекается
из гнезда и поступает на участок загрузки и подготовки.
191
При повороте устройства на угол 360 град./16 (при
п камер па угол 360 град./n) вновь загруженная каме-
ра автоматически включается в сеть: нижней графи-
товой заглушкой наезжает на медную кольцевую клем-
му, а верхний металлический кожух приходит в сопри-
косновение со вторым электродом в момент установки.
Электроток подводится от скользящих электроконтак-
тов 3 и протекает от металлического кожуха через поро-
шок на основе графита, заготовку и нижнюю графито-
вую заглушку 10 к нижней медной клемме. Напряжение
на клеммах 15—20 в. Мощность, развиваемая каждым
нагревателем, при массе заготовки сплава ЖС6-КП до
1 кг составляет 5—6 кет. Такая мощность позволяет на-
гревать заготовку до 1100° С за 2,5—3 мин. Барабан за-
креплен па оси, вокруг которой он может свободно вра-
щаться. Ось 4 закреплена в подшипниках таким обра-
зом, что при повороте барабана на угол 360 град/16 ось
нагревательных камер последовательно и точно совме-
щается с осью прессования. Барабан закреплен в рабо-
чем положении с помощью фиксатора 13, который пру-
жинами постоянно прижимается к гнезду 14, располо-
женному на корпусе 5 барабана. Привод барабана
осуществляется с помощью электродвигателя 15 и муф-
ты сцепления 16.
В момент включения муфты сцепления 16 замыкает
ся цепь электромагнита фиксатора 13, который втягива-
ет сердечник, связанный с фиксатором, при этом само-
блокируется кнопка включения муфты и электромагни
та. После поворота барабана на угол 360 град/16 упор
нажимает на концевой выключатель и размыкает бло-
кирующую цепь, одновременно обесточивается муфта и
электромагнит.
Под действием пружин фиксатор входит в гнездо 14
и закрепляет барабан. В этот момент подается команда
на перемещение прессштемпеля 7, который, совершив
рабочий ход, вытесняет из нагревательной камеры в ра-
бочий контейнер 8 заготовку 11 вместе с квазижидкой
оболочкой 12 и производит процесс гидродинамического
выдавливания прессизделия 9.
Установка может работать в автоматическом режи-
ме, при этом команда к тому или иному исполнительно-
му органу поступает от концевых выключателей, которые
в определенной последовательности вводятся в действие
192
в зависимости ol положения прессштемпеля 7 и бараба-
на 1. Установка может быть переведена и па ручное уп-
равление.
Применение способа гидродинамического прессова-
ния квазижидкими средами по описанной технологии
позволило получить высококачественные прутки ряда
труднодеформируемых сплавов (см. рис. 77). Внедрение
этой технологии в промышленное производство обеспе-
чивает исключительно высокий технико-экономический
эффект.
На рис. 22 приведена схема высокомеханизирован-
ного горизонтального пресса гидростатического прессо-
вания. Размещение жидкости в резервуаре, сообщаю-
щемся с рабочим контейнером, обеспечивает автомата
ческую подачу жидкости в контейнер перед каждым
циклом прессования. Операции подачи заготовки в кон-
тейнер, герметизации ее в матрице и последующего вы-
давливания осуществляет рабочий плунжер, оснащен-
ный пружинным механизмом. Важное преимущество
установки — простота и надежность работы всех узлов.
При работе на вертикальном прессе рабочую жид-
кость удобно размещать в сосуде, сообщающемся с ра-
бочим контейнером. Герметизацию отверстия в матрице
можно осуществлять с помощью заглушки, поджимае-
мой пружиной с наружной стороны матрицы. В момент
выдавливания вытекающее прессизделие отодвигает за-
глушку, по окончании процесса заглушка снова пере-
। рывает отверстие в матрице.
Механизации процесса заливки жидкости в верти-
кально расположенный контейнер способствует приме-
нение автоматически действующих дозирующих уст-
ройств (см. рис. 67). Автоматизации процесса гидроста-
тического прессования способствует использование
схемы с независимыми камерами сжатия и рабочего
контейнера. Упрощается загрузка заготовки в рабочий
контейнер, установка и смена матрицы, создание проти-
водавления и пр.
На рис. 23 приведена схема установки с взаимно
перпендикулярным расположением осей камеры сжатия
и рабочего контейнера. Для полной механизации всех
операций и возможности автоматизации предусмотрены
механизмы загрузки, запирания контейнера, выдачи за-
готовки, создания регулируемого противодавления. Это
13—739
193
имеет существенное значение в промышленных услови-
ях как для повышения производительности, так и для
гарантированного выполнения правил техники безопас-
ности.
Наиболее производительным процессом гидропрес-
сования при полной автоматизации производственного
цикла является полунепрерывное и непрерывное прессо-
вание по схемам, приведенным на рис. 11 и 12.
7. ГИДРОПРЕССОВЛТТИЕ АЛЮМИНИЕВЫХ И МЕДНЫХ
СПЛАВОВ
Медные и алюминиевые сплавы стали подвергать
прессованию раньше, чем другие металлы. Первый
пресс Дика был сконструирован и применен более 75 лет
тому назад для прессования медного сплава. Прессова-
ние алюминиевых сплавов начинается с момента их про-
мышленного применения. Поэтому в процессе производ-
ства прессизделий из указанных сплавов накоплен
значительный опыт, освоено производство большого
сортамента прутков, труб, профилей и различных изде-
лий:
1) прутки диаметром от 6 до 280 мм\
2) трубы наружным диаметром от 25 до 280 мм и
толщиной стенки от 2 мм и выше;
3) уголковые профили по ГОСТ 8110—56 с высотой
полки от 12 до 100 мм и толщиной ее от 1 мм и выше;
4) зетовые профили по ГОСТ 8111—56 с высотой
полки от 20 до 50 мм и толщиной от 1 мм и более;
5) тавровые и двутавровые профили по ГОСТ 8112—
56 высотой от 15 до 70 мм и толщиной от 1 мм и выше;
6) швеллерные профили от 25 до 80 мм и толщиной
полки 1—1,5 мм и более.
Помимо этих стандартных типов профилей, прессуют
различные сложные профили — сплошные и полые с за-
концовкой, а также переменного по длине сечения, в том
числе и бурильные трубы.
Таким образом, можно сделать вывод, что метод
гидростатического прессования, безусловно, не сможет
вытеснить высокоэкономичные и эффективные способы
обычного прессования изделий из алюминиевых и мед-
ных сплавов, а явится лишь дополнением, расширяю-
щим возможности процесса.
194
При переходе на технологию i ндропрессовапия не-
обходимо провести глубокий сравнительный технико-
экономический анализ с традиционными методами прес-
сования. На основе накопленного опыта по гидропрес-
сованию указанной группы сплавов можно назвать сле-
дующие перспективные направления внедрения повой
технологии.
1. Получение за один цикл проволоки непосредствен-
но из слитка с вытяжками более 1000 из низкопрочных
и высокопластичных сплавов.
2. Прессование прутковых полуфабрикатов различно-
го поперечного сечения, используемых в качестве заго-
товки для последующей штамповки, с целью получения
изделий лучшего качества при высокой равномерности
распределения механических свойств.
3. Прессование особо тонкостенных труб и полых про-
филей из относительно тонкостенной заготовки.
Перечисленные в ГОСТ 4784—65 алюминиевые спла-
вы, а также не вошедшие в ГОСТ сплавы в процессе об-
работки горячим прессованием ведут себя каждый
по-разному. Для удобства рассмотрения технологическо-
го процесса прессования можно разбить их на следую-
щие группы.
1. Чистый и низколегированный алюминий: AB0000,
AB000, АД00, АДО, АД1, АД и сплавы АМц, Д12, АМг1
и АВ.
2. Сплавы системы А1—Си—Mg—Мп типа дюралю-
миний: Д1, Д16, В65, ВД17, Д18.
3. Сплавы системы А1—Mg—Si: АД31, АДЗЗ, АД35.
4. Теплопрочные сплавы системы А1—Си—Mg—Ni—
Fe—Si: AK2, AK4, AK4-1, AK6, AK8.
5. Высокопрочные сплавы системы Al—Си—Mg—Zn-
В93, В94, В95, В96, ВАД23.
6. Магналий — сплавы Al с Mg: АМг2, АМгЗ, АМг4,
АМг5, АМгб.
Все остальные сплавы и полуфабрикаты из алюминия
типа САП необходимо рассматривать отдельно.
Химический состав и средние механические свойства
типичных сплавов приведенных выше групп указаны
в табл. 12 и 13.
С целью разработки оптимальной технологии прессо-
вания указанной группы сплавов исследовали зависи-
мость давления выдавливания от температуры (табл. 14,
13*
195
Табл it ц а 12
Химический состав алюминиевых сплавов, %
Сплав Си Мп Si Fe
АД1 0,055 — — 0,3 0,3
АМЦ — — 1,3 0,6 0,7
АМгб 0,2 6,3 0,65 0,4 0,4
АД31 0,1 0,8 0,1 0.65 0.5
Д16 4,4 1,6 0,6 0,3 0;5
Таблица 13
Средине механические свойства алюминиевых сплавов при 20° С
Сплав Состояние °в- кГ /мя? ит. кГ/мм* б, % Ф, % Особые свойства
АД1 Прутки горяче- прессованные 11 — 25 — Высокая коррози- онная стойкость, хорошая сваривае- мость
АМц Прутки прессован- ные отожженные 17 — 16 — То же
Листы нагартован- ные 19 — 4 —
АМгб Прутки прессован- ные отожженные 32 — 15 — Высокая коррози- онная стойкость
Листы нагартован- ные 36 •— 6 —
АД31 Прутки закален- ные, искусственно состаренные 24 22 12 50 Высокая коррози- онная стойкость
Д16 Профили закален- ные, естественно состаренные 43 31 10 — —
196
рис. 80), степени деформации и геометрии инструмента.
Изучали влияние различного состава жидкостей на дав-
ление выдавливания и качество поверхности прутков
(табл. 15). Определяли характер течения металла в за-
висимости от температуры и степени деформации мето-
Рис. 80. Зависимость давления выдавливания от логарифма вы-
тяжки для сплавов Д16, АД31. Рабочая жидкость вапор Т 70%,
графит 30%; ос =30 град., /1П=4 мм; hM=10 мм; ип=40 мм}сек-.
пунктирные линии — обычное прессование; сплошные линии —
гидростатическое прессование
дом прессования разрезных заготовок с координатной
сеткой.
Результаты экспериментов, приведенные в табл. 14 и
на рис. 80, показывают, что прессизделия из высоко-
пластичпых термически неупрочпяемых алюминиевых
сплавов АД1 и АМц можно получать холодным гидро-
прессованием, причем при больших степенях деформации
давление выдавливания не превышает 10 000—15 000 ат.
Полученные изделия имеют отличное качество поверх-
ности и высокий комплекс механических свойств.
Давления выдавливания высокопрочных термически
неупрочпяемых алюминиевых сплавов типа АМгб и мед-
ных низколегированных сплавов типа Бр.Х0,5 быстро
растут с увеличением степени деформации, что объясня-
197
Таблица 14
Значения коэффициентов для расчета давления выдавливания
по формуле рв =«zln X -|- ft
Сплав Темпера - тура гид- ропрессо- вания, °C Давление вы- давливания Рв. кГ/см* Сплав Темпера- тура гид- ропрессо- вания, °C Давление вы давливапия Рв. кГ/см?
а 6 а ь
АМц 20 3300 1000 20 10 400 1100
АД1 20 2900 0 Д16 200 2900 0
Бр. ХО, 5 20 5350 850 30U 2000 0
АМгб 20 5840 1550 380 1450 0
АД31 200 1500 0
Таблица 15
Результаты гидростатического прессования заготовок сплавов Д.16
различными составами смазок. Вытяжка X =9, а=30 град.
Смазка и жидкость Температура нагрева, °C Давление выдав- ливания, кГ/см1 Качество поверх- ности прутка
Вапор Т 100% 300 4600 Удовлетворитель- ное, налипание ме- талла на инстру- мент
Вапор Т 70% + +графит 30% 300 4500 То же
Вапор Т 60% + + графит 40% 300 4550
Вапор Т 70% + + графит 25%-(-си- ликоновая смазка 5% 300 4000 Хорошее, налипа- ние металла на ин- струмент отсутст- вует
стся высокой упрочпяемостыо материалов под действием
холодной деформации.
Процесс выдавливания сплава АМгб происходит при
постоянном колебании давления выдавливания, что рез-
198
ко ухудшает качество прессиздепий и нередко приводит
к полному их разрушению. Поэтому для получения вы-
сококачественных изделий из термически псупрочняемых
алюминиевых сплавов можно рекомендовать технологию
гидропрессоваиия с нагревом металла заготовки до
200—250° С. При этом почти вдвое снижается давление
выдавливания,стабилизиру-
ется процесс истечения, а
механические свойства по-
лучаемых изделий снижа-
ются незначительно.
Холодное гидропрессова-
ние высокопрочных терми-
чески упрочняемых алюми-
ниевых сплавов типа Д16
нецелесообразно. При не-
больших вытяжках (поряд-
ка 3) давление выдавлива-
ние превышает 10000 ат.
Процесс представляет со-
бой, как правило, мгповеп-
Рис. 81. Влияние теплового эффек-
та иа твердость гидропрессованпо-
го изделия из сплава Бр.Х0,5
ное выдавливание всего объема заготовки при значитель-
ном избыточном давлении жидкости. Изделия при этом
имеют плохое качество поверхности. Кроме того, холод-
ная обработка сплавов типа Д16 снижает прочностные
свойства в термически обработанном состоянии.
Анализ данных, полученных при гидростатическом
прессовании сплавов Д16 и АД31, а также анализ меха-
нических свойств прутков, приведенный ниже, показыва-
ет, что оптимальными параметрами гидростатического
прессования являются следующие: 1) для сплава Д16 —
температура нагрева металла 380° С, температура нагре-
ва контейнера и жидкости 300° С, состав жидкости —
70% вапора Т, 25% графита, 5% силиконовой смазки;
2) для сплава АД31—температура нагрева металла,
контейнера и рабочей жидкости 200° С, остальные пара-
метры те же, что для сплава Д16.
При гидропрессовапии алюминиевых и медных спла-
вов наблюдается значительный тепловой эффект. Повы-
шение температуры при гидропрессовапии необходимо
учитывать при подборе жидкости и смазки и при прогно-
зировании получаемых механических свойств. Например,
при холодном гидропрессовапии термически неупрочняе-
199
мых сплавов результаты нагартовки могут быть сильно
снижены за счет теплового эффекта (рис. 81).
Расчет теплового эффекта можно вести по формулам:
для алюминия и алюминиевых сплавов
АГ С-3,9 рв; (134)
для меди и медных сплавов
АГ С -2,б4рв (134а)
(размерность рп — кГ/мм2).
Используя формулу (134) и данные табл. 15, можно
определить коэффициенты щ и bt для рассматриваемой
группы сплавов при различных температурах (табл. 16).
Таблица 16
Значения коэффициентов at н bt для расчета теплового эффекта
по формуле АГ “(? = л11пЛ+6|
Сплав Темпера- тура гид ропрессо- HdllHH. °C Qi Ь, Сплав Темпера- тура гид ропрессо- ваиня, °C а. Ь.
АМц 20 129 39 20 400 43
АШ 20 113 0 Д16 200 113 0
Бр. Х0. 5 20 140 23 300 78 0
380 5G 0
АД31 200 28 0
Расчетом теплового эффекта по приведенным выше
формулам можно в первом приближении определить тео-
ретически возможное максимальное повышение темпера-
туры в очаге деформации. Фактически скачок температу-
ры может быть значительно ниже, так как значение дав-
ления выдавливания, входящее в формулу, само сильно
зависит от температуры в очаге деформации. Точность
результатов повышается при снижении вытяжки.
Алюминиевые сплавы отличаются повышенной адге-
зией к поверхности инструмента при горячем прессова-
нии. Налипание металла на матрицу приводит к ухуд-
шению качества поверхности прессизделий, повышению
неравномерности истечения и снижению стойкости ипст-
200
Рис. 82. Отсекатель:
I — грибок прессшайбы; 2 — отсека-
тель
процесса горячего гидропрес-
коптейнере прессостатка при
румента. Вследствие нарушения герметизации в месте
контакта заготовки с матрицей усложняется последую-
щее прессование.
Для устранения налипания металла необходимо ис-
пользовать матрицы с повышенной твердостью поверхно-
сти. Хорошие результаты получены при прессовании че-
рез матрицы, прошедшие
термохимическую обра-
ботку— борирование или
хромосилнцирование по
технологии, разработан-
ной Белорусским поли-
техническим институтом.
Адгезия уменьшается
при повышении скорости
прессования, при исполь-
зовании более вязкой
смазки, а при прессова-
нии с нагревом ниже
300—350° С — при ис-
пользовании поверхност-
но активных добавок (см.
табл.15).
Серьезный недостаток
сования — образование в
«разрядке» жидкости высокого давления через прессутя-
жину. Величина прессостатка небольшая, по появление
его значительно усложняет последующее прессование.
Прессостаток необходимо удалять из матрицы, иначе при
повторном прессовании жидкость будет вытекать по об-
разовавшемуся в нем каналу.
Для удаления прессостатка была разработана конст-
рукция отсекателя (рис. 82). Отсекатель крепят во вспо-
могательном прсссштемпеле, который с помощью гидро-
цилиндра устанавливают па ось прессования; при совер-
шении холостого хода прессштемпель пробивает пресс-
остаток. С помощью буртика, имеющегося на головке от-
секателя, прессостаток извлекают из контейнера.
В гл. III приведен подробный анализ влияния геомет-
рии матрицы на усилие прессования и характер течения
металла. На основе анализа определены оптимальные уг-
лы конусности матрицы, величина которых при гидро-
прессовании с вытяжками более 10 равна 10—15 град.
201
Ю 20 50 юо
Вытяжка А
Рис. 83. Влияние высоты калиб-
рующего пояска матрицы на
давление прессования и устой-
чивость процесса при различных
вытяжках [126]:
/, 3 — поясок высотой 1,17 лш;
2, 4 — поясок высотой 0,25 мм
Однако необходимо учитывать, что данные значения оп-
тимальных углов получены для условий установившегося
процесса истечения при наличии жидкостного трения.
В начальный момент прессования создаются более тя-
желые условия трения. В начальный момент величина оп-
тимального угла смещается в сторону больших значений,
так как при этом уменьшается поверхность трения. Поэто-
му для процессов горячего прессования, при которых еще
более ухудшаются условия
трения в начальный момент,
можно рекомендовать при-
менение матриц с углом ко-
нуса 45 град. Как видно
из рассмотрения графиков
(рис. 50,6), такое увеличе-
ние угла конусности приве-
дет к незначительному ро-
сту усилия при установив-
шемся процесс истечения.
Угол в 45 град, создает оп-
ределенные удобства и при
механической обработке
матриц.
В работе [126] исследо-
вано влияние ширины ци-
линдрического калибрующе-
го пояска очка матрицы на
давление прессования и на-
липание металла при прессовании проволоки. Заготовки
различных диаметров подвергали прессованию через
стальную матрицу с углом конуса 15 град, и диаметром
очка 0,76 мм. Начальная высота цилиндрического пояска
была 1,17 мм. Установлено, что уменьшение высоты по-
яска до 0,25 мм при различных степенях обжатия вызы-
вает значительное снижение давления прессования
(рис. 83).
Для оценки влияния высоты пояска на устойчивость
течения металла подсчитывали величину отношения
kplp, где Др — максимальное изменение давления во
время sticl -sleep-эффекта, р — среднее давление прес-
сования. Результаты этого исследования, отраженные па
рис. 83, показывают важность уменьшения поверхности
соприкосновения металла с инструментом в зоне очка
202
матрицы. Установлено, что при прессовании алюминия
в условиях эксперимента при больших вытяжках удов-
летворительной является высота пояска, составляющая
30% диаметра очка.
Часто для стабилизации процесса истечения алюми-
ниевой проволоки к изделию прикладывают дополнитель-
ную механическую нагрузку, т. е. сочетают процесс воло-
чения с гидропрессованием [49].
Результаты эксперимента, полученные при выдавли-
вании проволоки, были подтверждены и при прессовании
алюминиевых прутков. В работе [127] изучали влияние
различной высоты калибрующего пояска на давление вы-
давливания. Для этой цели заготовки диаметром 20 мм
сплава АМц прессовали через матрицу с диаметром оч-
ка, равным 9 мм, и углом конуса 20 град. Матрицы име-
ли различную высоту калибрующего пояска: 3, 6 и 9 мм,
давления выдавливания соответственно составили 6000,
6600 и 7000 ат, т. е. при увеличении высоты калибрующе-
го пояска в три раза давление выдавливания возрастает
на 15—20%.
При выдавливании заготовок сплава АМгб через мат-
рицу с калибрующим пояском, равным 3 мм, на поверх-
ности полученных прутков образовались трещины. Мини-
мально возможный калибрующий поясок, через который
удалось выдавить сплав АМгб без дефектов, был высо-
той 6 мм.
Таким образом, изменяя величину калибрующего по-
яска, можно регулировать величину противодавления,
которое действует на металл при выходе его из очага де-
формации.
В работе [128] указано на увеличение давления вы-
давливания с уменьшением длины конусной части заго-
товки. Были проведены исследования по изучению этой
зависимости [127]. Заготовки сплава АМц диаметром
20 мм, имеющие различную длину конуса, прессовали че-
рез матрицу с диаметром очка 9 мм и с углом конуса
а = 10 град. Результаты эксперимента приведены ниже:
Длина конусной части за- готовки, мм . . 32 24 16 10 5
Площадь конусной части заготовки, мм2 1460 1200 866 575 304
Давление выдавливания, ат 6600 6600 6950 7400 8200
203
При длине конусной части заготовки 32 мм диаметр
торца заготовки равен диаметру очка матрицы, т. е. 9 мм,
давление выдавливания такой заготовки минимальное —
6600 ат. Уменьшение длины конусной части заготовки до
16 мм вызывает незначительное увеличение давления
выдавливания — на 5—8%. Дальнейшее уменьшение
длины конуса связано с более интенсивным ростом дав-
ления выдавливания: при длине конуса 5 мм оно дости-
гает 8200 ат, т. е. возрастает на 20—30%- Эта законо-
мерность, очевидно, определяется тем, что с уменьшени-
ем контактной поверхности возрастают начальные удель-
ные давления, которые нарушают целостность смазочной
пленки.
Для уточнения условий осуществимости процесса
гидростатического прессования была изучена зависи-
мость давления выдавливания от величины зазора меж-
ду заготовкой и стенками контейнера. Изменение зазора
между заготовкой и стенками контейнера до 0,1 мм не
влияет па зависимость торцового давления от степени де-
формации. Дальнейшее уменьшение зазора вызывает не-
которое повышение торцового давления, связанное, оче-
видно, с тем, что смазка частично выжимается из зазора
между контейнером и заготовкой.
При бескомпрессорном гидростатическом прессова-
нии скорость истечения металла заготовки из контейнера
зависит от скорости движения плунжера в контейнере
и от соотношения диаметров заготовки и контейнера.
Таким образом, при бескомпрессорном гидростати-
ческом прессовании на одной и той же установке, при од-
ной и той же скорости движения плунжера, при дефор-
мировании металла на одинаковую степень деформации
можно достигать различных скоростей истечения метал-
ла заготовки, уменьшая или увеличивая диаметр заго-
товки. Как известно, сопротивление деформации зависит
от скорости деформирования, поэтому при бескомпрес-
сорпом гидростатическом прессовании возможно измене-
ние давления выдавливания при изменении начального
диаметра заготовки и постоянной величине степени де-
формации.
Для проверки указанного факта заготовки сплава
АМц различного начального диаметра выдавливали
с одинаковой степенью деформации 75% и осуществляли
запись давления выдавливания. Выдавливание произво-
204
Дили водой, на заготовки наносили тонкий слой гипоид-
ной смазки. Зависимость давления выдавливания от на-
чального диаметра заготовки приведена ниже:
Диаметр заготовки, Мм 28 24 20 16 12
Диаметр матрицы, мм 14 12 10 8 6
Скорость перемещения заготовки оа, мм) сек 3,43 4,7 6,75 10,5 18,75
Скорость истечения ои, мм[сек 13,7 18,8 27 42 75
Давление выдавливания рв, кГ[см2 5800 5850 5750 5800 5750
Таблица 17
Результаты холодного гидропрессоваиия профилей различного
поперечного сечения
Тип профиля Материал Диаметр заготов- ки, мм Площадь заготов- ки, мм2 Площадь изделия, мм2 * = 1 S ь. II Сй ’=гн/гк Давление Р, кГ/см?
АД1 3500
М3 6000
АМг 7,0 38,4 17,6 0,545 2,18 6000
Д1 9000
14 154 95 0,383 1,62 2400
АД1 16 201 95 0,528 2,12 3600
1Д1 17 226 ПО 0,514 2,06 3600
18 254 НО 0,567 2,31 5400
АД1 177 59 0,67 3,0 4500
205
Исходя из данных работы [7] (табл. 17), можно сде-
лать вывод о влиянии формы изделия на давление вы-
давливания
Из данных табл. 17 следует, что с увеличением пери-
метра поперечного сечения прессизделия при прочих рав-
ных условиях давление выдавливания растет.
Исключительный интерес представляет технология
гидропрессования вакуумной меди, разработанная авто-
рами работ [129; ПО, с. 379]. Металлографическое ис-
следование показало, что микроскопические поры и тре-
щины в медных образцах исчезали при гидростатичес-
ком выдавливании вследствие того, что гидростатической
составляющей напряжения сопутствовала существенная
по своей величине пластическая деформация [129].
В работе [ПО, с. 379] исследовали влияние процесса
гидроэкструзии на вакуумную плотность меди электрон-
нолучевой плавки. В результате эксперимента определя-
ли величину натекания гелия через дефекты материала.
Установлено, что величина натекания через образцы из
меди после холодной гидроэкструзии с деформацией
е = 85% в три раза ниже, чем после обычного горячего
прессования, и на два порядка ниже, чем через образцы
из литой недсформировапной меди. При повышенной
температуре (400° С) натекание различается соответст-
венно в 7 и 40 раз.
8. ГИДРОПРЕССОВЛНИЕ СТАЛЕЙ И ТИТЛ1ЮВЫХ СПЛАВОВ
Процессы прессования сталей и титановых сплавов
получили распространение после разработки и широкого
внедрения стеклянных смазок. Развитию прессования
сталей и титановых сплавов способствовало также рас-
ширение сортамента и количества необходимых для про-
мышленности профилей из малопластичных и трудноде-
формируемых сплавов рассматриваемой группы.
Прессованием обрабатывают сталь многих марок,
причем сортамент прессизделий включает широкий диа-
пазон размеров и видов профилей.
В настоящее время освоено прессование углероди-
стых, низколегированных, подшипниковых, конструкци-
онных, нержавеющих, кислотостойких, жаростойких, ин-
струментальных, быстрорежущих, ферритных и других
видов стали. Прессованием обрабатывают чугун, моди-
206
фицированный магнием и легированный титаном или мо-
либденом. При этом получают прутки и трубы на-
ружным диаметром 40—150 мм, толщиной стенки более
3,5 мм и длиной до 5 м.
Прессованием стали можно получать прутки, профи-
ли и трубы. Прессованные прутки производят из стали
только тех марок, которые трудно обрабатывать прокат-
кой. Трубы прессуют в широком диапазоне размеров, на-
ружный диаметр их может составлять от 20 до 510 мм.
Минимальная площадь поперечного сечения прессован-
ных изделий из стали 3 см2.
Промышленное производство прессованных полуфаб-
рикатов из титановых сплавов требует специальных ус-
ловий. Прессованием можно получать прутки, трубы
и профили. Толщина стенки прессованных труб и профи-
лей из чистого титана составляет не менее 5 мм, а из
сплавов 7—8 мм. Есть указания об изготовлении из тита-
новых сплавов профилей типа панелей. Степень вытяжки
при прессовании со смазкой достигает 100 и находится
в пределах Х=20 - 100 [33].
Прямое прессование сталей и титановых сплавов ве-
дут, как правило, со смазкой контейнера и матрицы при
нагреве металла заготовки до температур 900—1200°С
(в зависимости от марки сплава) со скоростью прессова-
ния от 1 до 10 м/сек.
Общие недостатки процессов прямого прессования
сталей и титановых сплавов — необходимость нагрева
заготовки до высоких температур, низкая стойкость ин-
струмента, сложность формирования надежной смазоч-
ной пленки в контактной зоне очага деформации, нали-
пание металла на инструмент и, как следствие, снижение
качества поверхности, значительная неоднородность ме-
ханических свойств по длине и поперечному сечению
прессизделий, сложность создания постоянного противо-
давления при прессовании особо труднодеформируемых
и хрупких сплавов.
Предварительный нагрев до высоких температур при-
водит при прессовании сталей к значительному угару ме-
талла и ухудшению качества поверхности прессизделий
из-за внедрения окалины.
На поверхности прессизделий из титановых сплавов
образуются окислы титана, запрессованные с поверхнос-
ти нагретого слитка, а также нитриды и карбиды тита-
207
на, отличающиеся высокой твердостью и резко влияющие
на износ инструмента. Кроме того, над пленкой окислов
имеется так называемый альфированный слой, также от-
личающийся повышенной твердостью и способствующий
износу инструмента. Применение в качестве материала
для прессованных матриц наиболее высококачественных
сталей типа ЗХ2В8 и Р18 не достигает цели. Стойкость
матрицы исчисляется единицами прессовок. Несколько
более высокая стойкость матриц получается при приме-
нении сплава ЖС6, а также нимоников, но все это удо-
рожает стоимость прессового передела. Прессование без
смазки приводит к резкому повышению требуемого дав-
ления пресса.
Изложенный выше анализ обычных способов прессо-
вания сталей и титановых сплавов показывает, что внед-
рение процессов гидропрессовапия рассматриваемой
группы сплавов в промышленность обеспечит в ряде
случаев значительный технико-экономический эффект.
Процесс гидропрессования с небольшими и средни-
ми степенями деформации можно вести без нагрева ме-
талла заготовки. Помимо снижения расхода электро-
энергии и общей трудоемкости процесса, это обеспечи-
вает улучшение качества поверхности и повышение
точности прессизделий, а в ряде случаев повышение ме-
ханических и специальных свойств [130].
При горячем гидропрессовапии сталей и титановых
сплавов температура предварительного нагрева также
может быть значительно снижена. Кроме того, в процес-
сах горячего гидропрессования резко снижается износ
прессового инструмента, отсутствует налипание металла
па инструмент, повышаются равномерность и уровень
механических свойств прессизделий.
Холодное гидропрессование
В работе [131] описаны результаты исследования
влияния смазок на процесс пластической деформации
углеродистой стали, величину усилия гидроэкструзии
и качество поверхности изделий.
Методика предусматривает испытания предваритель-
но нанесенных покрытий, которые образуются из пла-
стичных металлов, твердых и жидких смазок.
Для нанесения покрытий на заготовки были исполь-
зованы три способа: нанесение сплошным слоем с при-
208
мепением связующих материалов, гальванический и вти-
ранием. Были применены следующие покрытия: па осно-
ве цинка; на основе свинца; на основе алюминия; кадмие-
вое; MoS2 (5—10%)+нигрол; MoS2; графитф-ЦИАТИМ-
203; графит; сульфидное; нигрол.
Испытания проводили на образцах из стали У8, чи-
стота поверхности образцов соответствовала V6, коли-
чество образцов для каждого вида смазки не менее6 шт.
Матрица была изготовлена из стали ШХ15 с углом фор-
мообразующего конуса 40 град. Перед покрытием заго-
товки обезжиривали. Испытания проводили при комнат-
ной температуре. В качестве жидкости, передающей
давление, использовали смесь керосина с минеральным
маслом (индустриальное 20) в пропорции 1:1. Основные
параметры гидроэкструзии цилиндрических заготовок
приведены в табл. 18.
Для покрытий на основе цинка, свинца и алюминия
использовали полуфабрикаты химической промышлен-
ности: муфельные сухие цинковые белила, свинцовый
глет или сурик, алюминиевую пудру.
Перечисленные компоненты связывали 73%-ной
олифой.
В результате проведенных исследований можно от-
метить следующее. Гидроэкструзия заготовок без смаз-
ки характеризуется высоким усилием выдавливания,
плохим качеством поверхности и неравномерностью де-
формации. Экструзия носит прерывистый характер. Не-
значительное снижение усилия выдавливания наблю-
дается при применении в качестве смазки высоковязких
минеральных масел типа нигрола. При больших давле-
ниях смазочная пленка нарушается, течение металла
при этом прерывистое, качество поверхности плохое.
Значительный эффект, как видно из табл. 18, полу-
чается при применении покрытий на основе цинка, кад-
мия и свинца. Эти покрытия резко снижают силовой ре-
жим гидроэкструзии (в 1,4 раза по сравнению с гидро-
экструзией заготовок без смазки) и износ матрицы, со-
здают условия для равномерного истечения металла при
экструзии. Изделия получаются с поверхностью высо-
кого качества.
На машиностроительных заводах для изготовления
металлорежущего инструмента широко применяют бы-
строрежущие стали Р18, Р12 и др., отличающиеся повы-
14—739
209
Влияние смазки на гидроэкструзию углеродистой стали [131]
Таблица 18
Смазка Способ нанесения Диаметр заготов- ки, мм Степень деформа- ции, % Давление экструзии, ат Характер экструзии Качество поверхности
Покрытие на основе цин- ка Сплошным слоем 12 62,5 11000 Равномерный Хорошее
Кадмиевое покрытие Гальванический 12 62,5 11000 То же
Покрытие на основе свинца Сплошным слоем 12 62,5 11000—11500 » » »
Покрытие на основе алю- миния То же 12 62,5 12500—15000 » » Удовлетворитель- ное
MoS2+нигрол » » 12 62,5 12000—13500 Прерывистый То же
Нигрол » » 12 62,5 1400 То же Плохое
Графит+ЦИАТИМ-203 » » 12 62,5 12000—13500 Удо влетвор итель- ное
MoS2 Втиранием 12 62,5 13500 » » Плохое
Графит » 12 62,5 13500 » »
Сера » 12 62,5 14000 » » Удовлетворитель- ное
Без смазки » 12 62,5 15500 » » Плохое
Покрытие на основе свинца Сплошным слоем 6 71,5 15000 Равномерный Хорошее
Нигрол То же 6 71,5 19000 Прерывистый Удовлетворитель- ное
Без смазки » » 6 71,5 21000 То же Плохое
шейной карбидной неоднородностью структуры. Струк-
тура поставляемого проката в производственной
практике улучшается путем дополнительной горячей об-
работки давлением. Обычно производят протяжку прут-
ков на меньший диаметр, значительно реже — всесторон-
нюю проковку заготовок, чередуя операции вытяжки
и осадки. Эти операции отличаются большой трудоем-
костью, малой производительностью, требуют строгого
соблюдения температурного режима ковки заготовок.
Экспериментальные исследования, выполненные
в ДФТИ АН УССР, показали, что существенное сниже-
ние карбидного балла проката достигается при холодной
пластической деформации заготовок методом гидропрес-
совапия [130, 132]. Установлено, например, что при об-
жатии прутков со степенями деформации 50—55% кар-
бидный балл снижается с 4—5 до 2—3. При холодном
деформировании заготовок методом гидропрессования
значительно измельчается карбидная фаза и достигает-
ся более равномерное ее распределение.
Технологический процесс гидропрессования заготовок
инструмента предусматривает подготовку исходных за-
готовок, деформирование их и последующую обра-
ботку.
После контроля твердости и карбидного балла исход-
ного проката прутки разрезают па штучные заготовки.
На одном конце каждой заготовки протачивают заход-
ный конус по профилю концевой части матрицы. По диа-
метру заготовки не протачивают. Штучные заготовки
поступают на карбидный отпуск, который производят
для повышения пластичности сталей по режиму: нагрев
до 720—770° С, выдержка 1—2 ч, охлаждение в масле.
После карбидного отпуска заготовки подвергают гал-
товке в барабане и пескоструйной очистке для снятия
окалины. Далее следуют операции фосфатирования, омы-
ливания и сушки.
Деформацию заготовок осуществляют на гидравли-
ческом прессе модели П479. Подготовленные заготовки
поштучно загружают в контейнер, заливают рабочую
жидкость и при каждом рабочем ходе ползуна вниз де-
формируется одна заготовка. В качестве рабочей жидко-
сти применяют масло индустриальное 20. Процесс гид-
ропрессования заготовок протекает плавно с регулируе-
мой скоростью выхода заготовок из матрицы. Процесс
14*
211
полностью управляем п может быть автоматизирован.
При ручной загрузке заготовок производительность уста-
новки составляет 30- 40 шт. в 1 ч.
Необходимое обжатие (степень деформации) и раз-
мер получаемых заготовок определяются выбором исход-
ного прутка соответствующего диаметра и матрицы.
Матрицу можно заменить за 25—30 мин. Заготовки об-
жимают со степенями деформации (уменьшение площа-
ди поперечного сечения) 40—50% за один проход. Боль-
шие обжатия достигают несколькими переходами с про-
межуточной термообработкой — карбидным отпуском
заготовок.
При соблюдении технологии подготовки исходных за-
готовок и осуществлении процесса гидропрессования по-
лучаются ровные заготовки с гладкой поверхностью. За-
готовки разрезают на отрезки мерной длины, стыкуют
с державками из стали 45, отжигают и передают на по-
следующую механическую и термическую обработку по
заводской технологии.
Опыт работы па установке в производственных усло-
виях показал долговечность контейнеров при рабочих
давлениях порядка 10-103 15-Ю3 кГ/см2, надежность
и долговечность уплотнений высокого давления. Наибо-
лее слабым звеном являются матрицы. Лучшие резуль-
таты по стойкости достигнуты при работе с бапдажиро-
ванными матрицами. При изготовлении внутренних
вставок матриц из стали Х12М (HRC=b7—59) была до-
стигнута стойкость порядка 500 заготовок при рабочих
давлениях 10-103 : 15-103 кГ/см2. При изготовлении вста-
вок из более вязких материалов и закалке до меньшей
твердости наблюдаются значительный прогрессирую-
щий износ матриц, повышение усилий и задиры па по-
верхности заготовок.
Для соблюдения требований техники безопасности на
контейнеры высокого давления надеты защитные коль-
ца, рабочее пространство пресса в рабочем положении
закрыто предохранительными щитками.
Экономическая целесообразность применения техно-
логии гидропрессования быстрорежущих сталей для из-
готовления заготовок инструмента основана главным
образом па повышении стойкости инструмента вследст-
вие улучшения структуры и физико-механических
свойств стали после деформирования. Обеспечивается
212
экономия быстрорежущих сталей за счет максимального
приближения заготовки к размерам инструмента.
Исследования заготовок из стали Р18 после гидро-
прессования, отжига и окончательной термообработки
показали повышение механических свойств и теплостой-
кости стали, а производст-
венные испытания развер-
ток диаметром 10 мм пока-
зали повышение стойкости
инструмента на 60 -70% •
Гидропрессование ци-
линдрических заготовок
круглого сечения из прутков
диаметром до 30 мм из ста-
лей Р18, Р12 и Р9 внедрено
на одном из заводом Донец-
кой области.
Степень деформации < %
Рис. 84. Зависимость давления вы-
давливания от степени деформации
стали Р18 [130]
Серьезный недостаток
холодного гидропрессова-
ния— быстрый рост давле-
ния выдавливания с увеличением вытяжки. Для боль-
шинства сталей при холодном гидропрессовапии со сте-
пенями деформации 50—60% давления выдавливания
составляют 14-103— 15-103 ат (рис. 84), поэтому для до-
стижения больших степеней деформации необходимо
применять процесс многократного гидропрессования.
Например, при прессовании прутков из титановых
сплавов BTI-1 и ВТ5-1 степени деформации 30, 50 и 75%
получены при однократном выдавливании [50, с. 49—52].
При этом давление увеличивалось с 5000—6000 до
12000—15000 ат. Степень деформации 92% получена
при четырехкратном выдавливании. Сплавы ВТЗ-1
и ВТ 1-6 были продеформировапы примерно при тех же
давлениях, ио большие степени деформации получены
при многократном выдавливании (75%—З-кратпое,
87% —5-кратное). Средой, передающей давление, слу-
жила смесь глицерина с этиленгликолем. В качестве
смазки применяли смазку для гипоидных передач. Прут-
ки имели хорошее, удовлетворяющее требованиям каче-
ство поверхности.
Однако многократное гидропрессовапие значительно
снижает экономическую эффективность процесса. Резко
возрастает общая трудоемкость процесса, требуется
213
большой парк специализированного оборудования (с по-
следовательно уменьшающимся диаметром рабочего
контейнера), появляется дополнительная промежуточная
операция резки и механической обработки полуфабрика-
та при изготовлении заготовок для последующего прес-
сования. Поэтому, по-видимому, целесообразно при прес-
совании сталей и титановых сплавов применять техно-
логию гидропрессоваиия с нагревом металла заго-
товки.
Глубокие исследования процессов холодного гидро-
прессования сталей проведены УралНИИЧМ. [50,
с. 49—52; 75; 114]. На основе исследований рекоменду-
ются оптимальные составы жидкостей и смазок. При
прессовании металлов и сплавов с давленном до 4000 -
5000 ат использовали трансформаторное или машинное
масло, при давлении свыше 10000 ат — смесь этиленгли-
коля с глицерином в различной пропорции (в зависимо-
сти от давления).
Для улучшения условий смазки в рабочую жидкость
добавляли 5—10% (по массе) дисульфида молибдена.
Поверхности заготовок в зависимости от их материала
подвергали различной обработке — фосфатированию,
омеднению, оксидированию, никелированию, светлому
травлению и пр.
Разработана технология гидропрессоваиия различ-
ных изделий из стали [50, с. 49—52]. Тонкостепные тру-
бы из нержавеющей стали прессовали па движущейся
оправке. Толстостенные стальные трубы редуцировали
по различным схемам: запаянные с двух сторон трубки
деформировали как полый цилиндр, часть труб завари-
вали с выходной стороны (в этом случае жидкость вы-
сокого давления служила своеобразной оправкой), прес-
сование труб проводили на деформируемом сердечнике
из спиральной заготовки. Получены сплошные профили
различных сечений: круглого, квадратного, круглого со
шлицевыми ребрами.
Наибольший удельный вес среди стальных прессо-
ванных изделий приходится на трубы. Поэтому важной
задачей является разработка оптимальной технологии
гидропрессоваиия стальных труб.
На рис. 85 приведены схемы гидропрессоваиия сталь-
ных и титановых труб. Исследование показало возмож-
ность их изготовления всеми указанными способами, од-
214
иако некоторые из них имеют особенности, ограничиваю-
щие область их применения [133].
При простом гидростатическом прессовании величина
достижимой степени деформации при данном давлении
масла сравнительно невелика. Кроме того, этот процесс
требует высоких скоростей прессования, обеспечиваю-
Рис. 85. Схемы гидропрессоваиия труб [133]:
а — с плавающей оправкой; б—с плавающей оправкой, закрепленной
на пуансоне; в — с неподвижной оправкой; г, д, е — с дополнительным
усилием, приложенным к изделию; ж безоправочная; з —с осадкой
щих устойчивое течение металла. В частности, напри-
мер, при прессовании труб требовалась скорость
60—90 см!сек.
Простое гидростатическое прессование позволяет вы-
давить заготовку полностью, не оставляя прессостатка.
Однако происходящее при этом повреждение изделия,
являющееся результатом выталкивания его струей мас-
ла высокого давления, сводит на нет другие преимуще-
ства этого способа и ограничивает область его приме-
нения.
Многообещающим является способ торцового усиле-
ния процесса гидростатического прессования труб с по-
мощью подвижных оправок.
Важным ограничением применения системы с плава-
215
ющей оправкой является то, что трубные заготовки под-
вергаются осадке, если отношение pBFH/FH превышает
предел текучести материала заготовки. Интересно, что
в этом случае осадка происходит равномерно. Там, где
возможно осаживание заготовки, а независимая установ-
ка оправки неприменима, можно крепить оправку к кон-
цу прессующего плунжера. Для этого нужны более длин-
ные оправки (так как приходится давать припуск на
сжимаемость жидкости), но зато уменьшается усилие
прессования (так как приходится прикладывать усилие
по кольцевой площади вместо всей площади полости
контейнера).
Другое ограничение применения плавающих оправок
связано с необходимостью обеспечения небольшой конус-
ности для облегчения прессования и удаления оправки
из прессованной трубы. Величина конуса меняется в за-
висимости от условий прессования в пределах 0,0005—
0,001 мм па 1 мм длины оправки. Следовательно, если
получающаяся в результате этого разница в толщине
трубы превышает допуск, необходимо последующее про-
тягивание трубы для выравнивания толщины стеиок.
При неподвижной оправке толщина стенок постояпп-а
по всей длине трубы.
Прессование труб из сталей и титановых сплавов про-
водили обоими способами. Вследствие высоких давле-
ний, необходимых для холодного прессования сталей
и титановых сплавов, особый интерес представляло влия-
ние интенсификации давления при прессовании с плава-
ющей оправкой.
Качество поверхности прессованных труб было сопо-
ставимо с получаемым при холодном волочении благо-
даря хорошей смазке, обеспечиваемой при гидравличе-
ском прессовании [134]. В качестве смазки использова-
ли рабочую жидкость и специальную смазку, наносимую
на заготовку. Стандартной рабочей жидкостью служило
касторовое масло. Смазка заготовок в зависимости от
материала была следующая: а) из стали 4340 — касто-
ровый воск +М.о82-]-смесь графита, свинца, меди;
б) из сплава Ti+6AI-f-4V — анодирование и касторовый
воск +MoS2.
Важной особенностью проведенной работы является
то, что прессование стали 4340 производили без покры-
тия в отличие от обычной практики холодного прессова-
216
ния, предписывающей покрытие заготовок фосфатом
цинка.
Прессование труб в лаборатории выполняли со ско-
ростью до 4600 мм]мин (скорость на выходе из матри-
цы). Однако считают, что возможны более высокие ско-
рости — порядка 9000—15000 мм! мин.
Наиболее управляем и универсален из всех исследо-
ванных процессов — процесс гидростатического прессо-
вания с дополнительным волочением. В этом случае
применяли неподвижную оправку, причем изменение раз-
мера отверстия было незначительным. Заготовки по на-
ружной поверхности имели ступенчатую форму с кониче-
ской переходной зоной, угол конуса был меньше угла
матрицы. Начальная фаза прессования осуществлялась
только с помощью давления жидкости. При вступлении
в действие волочильного устройства усилие волочения
благодаря конической форме заготовки возрастало
плавно, без пиковых значений.
Было исследовано несколько способов создания гер-
метичности между концом оправки и заготовкой, что
представляет одну из важных проблем при применении
неподвижной оправки.
Один из способов состоит в подготовке переднего
конца заготовки таким образом, что при вхождении оп-
равки здесь создается плотная посадка. Однако это тре-
бует сложной предварительной обработки полых заго-
товок.
Второй способ — применение специального уплотни-
теля со стороны заднего торца заготовки. Недостаток
этого способа в том, что закрывается доступ масла в от-
верстие заготовки и ухудшаются условия смазки, а это
приводит к повреждению заготовки. Для устранения это-
го недостатка было применено уплотняющее устройство,
создающее герметичность со стороны заднего торца толь-
ко в начальной стадии прессования, когда есть опасность
вытекания масла через отверстие заготовки. Позже, ког-
да прессуемый металл достаточно плотно охватывает
передний конец оправки, уплотнение заднего торца за-
готовки под воздействием возрастающего давления на-
рушается и открывается доступ мабла в зазор между
оправкой и заготовкой.
Гидростатическое прессование с приложением допол-
нительного усилия к изделию позволяет в значительной
217
мере регулировать скорость деформирования. При прес-
совании труб из мягкой стали со скоростью волочения
380 мичман обеспечивался вполне спокойный характер
процесса. Было осуществлено изменение скорости: в на-
чале волочения во избежание срыва захвата скорость
была невысокой, затем ее повышали, пока усилие воло-
чения не достигало своего
нормального значения. Са-
мая высокая применявшая-
ся скорость составляла
9 м]мин.
На рис. 86 приведены
графики зависимости дав-
ления выдавливания от сте-
пени деформации при гидро-
прессовании труб из нержа-
веющей стали тремя описан-
ными выше способами. Дна-
Рис. 86. Зависимость давления
выдавливания труб из нержа-
веющей стали от логарифма
вытяжки [134];
1 — простое гидропрессование
с неподвижной оправкой;
2 — прессование с дополнитель-
ным воздействием на заготовку;
3 —прессование с дополнитель-
ным воздействием на изделие
лиз графиков показывает,
что наибольшие деформа-
ции при одном и том же
давлении рабочей жидкости
могут быть достигнуты при
гидропрессовапии с допол-
нительным воздействием на
изделие (кривая <3). Наи-
меньшие деформации достигаются при простом гидро-
прессовании труб (кривая /).
Важнейшим параметром является допускаемое гид-
ростатическое давление в камере. Применяемые в насто-
ящее время контейнеры допускают давление до
17500 кГ!см2. В недалеком будущем оно будет повышено
до 31500 кГ!см2. Значения коэффициента вытяжки, ко-
торые можно получить при двух значениях усилия прес-
сования при комнатной температуре, приведены
в табл. 19.
Таким образом, холодное гидростатическое прессова-
ние может непосредственно конкурировать с горячим
прессованием алюминиевых и медных сплавов и других
сравнительно мягких материалов.
В зависимости от материала заготовок гидростатиче-
ским прессованием можно заменять такие операции, как
горячее прессование бесшовных труб из сплошных или
218
Таблица 19
Возможные коэффициенты вытяжки при комнатной температуре
[134]
Материал Коэффициент вытяжки для давления, кГ!сМ*
17500 31500
Бериллий (горячее прессование) . . 7:1 40:1
Молибден (рекристаллизация) . . . 7:1 40:1
Суперсплав на основе железа А-286 (горячая обработка и термообработ- ка) 6:1 32:1
Суперсплав на основе никеля Инко- нель 718 (горячая обработка и отжиг) 4:1 12:1
Титановый сплав Ti—6А1—4V (от- жиг) . . 5:1 16:1
Сталь AISI 4340 (отжиг) . . . 7:1 32:1
Алюминиевый сплав 7075—0 (отжиг) 1000:1 —
Медь (в литом состоянии) . . . 100:1 —
полых заготовок, волочение, редуцирование труб и пр.,
окончательная обработка труб, полученных другими
способами. Выбор того или иного процесса определяет-
ся возможностями оборудования.
При обработке высокопрочных материалов, таких как
стали и титановые сплавы, гидростатическое прессова-
ние имеет преимущества, заключающиеся в уменьшении
количества переходов и промежуточных отжигов, тре-
буемых для превращения трубчатой заготовки в тонко-
стенную трубу. При высоких степенях деформации и ско-
ростях деформирования, обеспечиваемых гидростатиче-
ским прессованием, производительность машины может
быть выше, чем у волочилыюго стана или редуцирующе-
го станка. Также может быть значительно снижена себе-
стоимость при гидростатическом прессовании бывших
тонкостенных цилиндров.
Примером изменения размеров и качества поверхно-
сти при гидростатическом прессовании является произ-
водство ребристых труб. Эти трубы прессовали из стали
219
4180 с коэффициентом вытяжки 3:1 из трубчатой заго-
товки с наружным диаметром 38 мм и толщиной стенки
8 мм. Толщина стенки прессованной трубы в минималь-
ном сечении составляла 2,4 мм. Прессование прово-
дили с неподвижной оправкой при давлении около
11200 кГ1см2. Шероховатость поверхности была получена
порядка 1 мкм, линейность в пределах 0,1 мм и концент-
ричность внутреннего отверстия по отношению к наруж-
ному диаметру 0,025 мм.
Гидропрессование с нагревом металла заготовки
Одним из наиболее перспективных направлений при-
менения гидропрессовапия с нагревом металла заготов-
ки являются процессы низкотемпературной и высоко-
температурной термомеханической обработки (НТМО
и ВТМО) с целью получения сталей сверхвысокой проч-
ности.
НТМО заключается в значительной пластической де-
формации стали в области относительной устойчивости
аустенита при температуре выше мартенситной точки
MD, но ниже температуры рекристаллизации и последу-
ющей закалки. В результате этого процесса после пре-
вращения у ->• а происходит существенное (в 2—3 раза)
уменьшение величины пластинок мартенсита [135].
Прочность стали с такой структурой, как показано в ра-
ботах [136, 137], значительно выше, чем прочность мар-
тенсита после обычной термообработки. При сохранении
удовлетворительной пластичности НТМО позволяет по-
вышать прочность конструкционных сталей до 280—
300 кГ/мл? [138].
Сущность ВТМО состоит в деформации стали при
температуре выше температуры рекристаллизации в об-
ласти устойчивости аустенита, при этом длительность
пластической деформации и охлаждения пе должна пре-
вышать времени начала рекристаллизации. Исследова-
ния показали, что ВТМО приводит к устранению отпуск-
ной хрупкости, улучшению сочетания прочности и пла-
стичности, общему повышению ударной вязкости при
комнатной и низких температурах и снижению темпера-
туры хладноломкости. Кроме того, уменьшается чувст-
вительность стали к острым трещинам и повышается со-
противление разрушению Однако существенного повы-
шения предела прочности при таком методе обработки
220
не наблюдали Это объясняется, по-видимому, тем, что
значительная пластическая деформация, которой под-
вергается сталь при высокой температуре, обязательно
вызывает частичную ее рекристаллизацию.
Изделия с термомехапическим упрочнением можно
получать прокаткой [102], волочением [139] и прессова-
нием. Для получения значительного эффекта упрочнения
Рис. 88. Влияние температуры и
степени деформации па удельное
давление при прессовании стали
ЭИ643 с термомсханической обра-
боткой
Рис. 87. Влияние степени деформа-
ции на механические свойства ста-
ли ЭИ643 при прессовании с термо-
механической обработкой
необходимо, как правило, деформировать металл не ме-
нее чем па 80—90% (рис. 87). Поэтому процесс прессо-
вания, позволяющий получить столь высокие значения
одноразовой деформации, имеет преимущество перед
прокаткой и волочением.
Однако при обычном выдавливании стали при темпе-
ратурах 500—550°С развиваются высокие удельные дав-
ления, превышающие 200 кГ/мм2 при 90%-пой деформа-
ции (рис. 88), что является серьезным препятствием па
пути промышленного освоения термомеханического уп-
рочнения прессизделий. Гидропрессование почти вдвое
снижает удельные давления выдавливания сталей при
указанных выше температурах, благодаря чему стано-
вится возможной большая разовая деформация, а сле-
довательно, и больший эффект упрочнения.
Важными факторами, определяющими эффект упроч-
нения при НТМО, являются общее время всего цикла
обработки, а также скорости охлаждения металла с тем-
221
пературы, лежащей выше Ас3, до температуры метаста-
бильного состояния аустенита (чаще для сталей она со-
ставляет 500—550°С) и с температуры деформации до
комнатной температуры.
При обычном прессовании из-за необходимости уда-
ления прессостатка значительно увеличивается время
переноса прессизделия в закалочную среду. Гидропрес-
сование «напревал» непосредственно в закалочную среду
сводит потери времени до минимума, при этом удается
весь аустенит перевести в мартенсит, обеспечивая мак-
симальное упрочнение.
Разработана технология гидропрессования конструк-
ционных и инструментальных сталей с НТМ.О. Заготов-
ку стали ЭИ643 диаметром 20 мм перед гидропрессова-
нием нагревали до 900—950° С. Время выдержки при
этой температуре составляло 20 мин, а время переноса
в контейнер с залитой рабочей жидкостью (утечку жид-
кости через отверстие в матрице предотвращали с по-
мощью конической алюминиевой заглушки) ограничива-
ли 5—6 сек.
Контейнер и жидкость нагревали до температуры
400° С. В качестве жидкости использовали состав из
50% битума+50% графита. По предварительно постро-
енным кривым охлаждения определяли время выдержки
до начала гидропрессования с тем, чтобы процесс вы-
давливания заготовки вести при температуре 500—530° С.
Для предотвращения излишнего захолаживания заго-
товки количество рабочей жидкости выбирали при усло-
вии выравнивания температуры металла заготовки
и жидкости до 500° С. Исходя из уравнения теплового
баланса (без учета потерь на нагрев контейнера и др.)
™з Сз 4“ ™ж С ж 1ж — (^"з Сз + Ш-ж Сж) /Пр, (135)
определяем требуемое количество жидкости:
тз С3 (61р---^3 )
Сж Ож 4ip)
(136)
В наших экспериментах т3 =850 г; с3=0,13
кил!(г-град)-, сж =0,5 кал/(г-град). Тогда
250-0,13(900 — 500)
0,5(500 — 400)
= 260 г.
222
Пруток выдавливали непосредственно в закалочную
среду (масло при температуре 20°С). Прутки, дефор-
мированные по приведенной технологии, после отпуска
при температуре 150—200° С имели прочность 280—
300 кГ!мм2 и удлинение 9—12%. Получение более вы-
соких пластических свойств стали — важное преимуще-
ство НТМ.0 гидропрессованием перед другими процес-
сами.
Технология гидродинамического выдавливания с вы-
сокотемпературной термомехапической обработкой бы-
строрежущих сталей разработана в лаборатории пла-
стичности ФТИ АН БССР. Новая технология состоит
в осуществлении скоростного ступенчатого электронаг-
рева заготовок, скоростного гидравлического горячего
выдавливания их па проход без прессостатка с одновре-
менной калибровкой, правкой и закалкой изделий на
выходе из штампа, низкотемпературного отпуска, абра-
зивной заделки торцов и заточки режущей грани зубь-
ев. Для осуществления горячего гидравлического прес-
сования высоконагретой стали в условиях, близких
к изотермическим, в качестве промежуточной среды ис-
пользовали порошкообразный графит, образующийся
после разрушения под давлением пуансона твердой гра-
фитной шайбы, предварительно закладываемой в штамп.
Установлено, что такой графитный порошок при высо-
ких давлениях, температурах и скоростях истечения ве-
дет себя подобно вязкой жидкости и отличается малой
теплопроводностью.
Изготовление режущего инструмента путем гидро-
динамического выдавливания осуществляли на обычном
быстроходном эксцентриковом прессе (скорость пуансо-
на в момент начала деформации около 800 мм/сек)
в специально разработанном штампе. Величина гидрав-
лического давления графитной среды достигала 6-103—
18-103 кГ1см?. Температуру штампа поддерживали в
указанных выше пределах с помощью водоохлаждаемо-
го индукционного нагревателя (8-103—18-103 ампер-
витков), питаемого током низкого напряжения промыш-
ленной частоты. Проведенные наблюдения позволяют
предполагать, что присутствие магнитного поля в оча-
ге деформации оказывает положительное влияние на
качество выдавливаемого металла.
Для выдавливания применяли цельные или свареп-
223
ные с конструкционной сталью сплошные или пустоте-
лые, а также составные (вставленные одна в другую)
заготовки. Пустотелые заготовки получали путем непол-
ной закрытой прошивки в штампе, также нагретом до
420—450° С. При выдавливании инструмента такие за-
готовки укладывали донной частью вверх, что позволя-
ло сочетать выдавливание с прошивкой их дна иглой
пуансона. Нагрев заготовок из различной стали вели
индукционным или электролитным методом со скоро-
стью 30—50 град!сек по ступенчатому режиму до раз-
пых температур: из стали Р18 до 1130°С, из стали Р12
до 1240°С, из стали 9ХС до 1000°С. Применение более
высоких скоростей нагревания при заданных темпера-
турах деформации не обеспечивало получения требуе-
мой твердости изделий после закалки.
По мере выхода выдавливаемого изделия из штампа
оно с большой скоростью поступает в калибрующую
втулку 6 (см рис. 68), находящуюся под матрицей 5,
где подвергается горячей калибровке по диаметру
и правке по длине за счет усилия выдавливания.
После прохождения калибрующей втулки изделие
продолжает двигаться по направляющей трубе и посту-
пает в закалочное устройство 7. Им может быть масля-
ная ванна или душевая (спреерная) система. Имеются
данные о положительном влиянии па качество инстру-
мента закалки в магнитном поле. Закалка же в ультра-
звуковом поле в рассматриваемых условиях не дала
положительных результатов в связи с образованием за-
калочных трещин на инструменте. Состав закалочной
среды можно известным образом изменять и получать
изделия с вороненой или светлой поверхностью. После
закалки выдавленный инструмент немедленно подверга-
ют отпуску, температура которого несколько ниже, чем
при отпуске после обычной закалки. При этом изделия
из сталей Р12 и 9ХС имеют требуемую ГОСТом твер-
дость, тогда как для достижения заданной твердости
инструмента из стали Р18 нужна повторная термообра-
ботка со скоростным нагревом до температур закалки.
Осуществление процесса в указанных режимах
ВТМО обеспечивает получение равномерной мелкодис-
персной структуры и карбидной неоднородности поряд-
ка 1 «а» балла; окалина и обезуглероженный слой
отсутствуют. Высокая чистота получаемой после выдав-
224
ливания поверхности исключает необходимость в иной
механической обработке зубьев инструмента, кроме за-
точки режущих граней.
По сравнению с обычным выдавливанием и выдав-
ливанием с противодавлением при гидродинамическом
выдавливании па проход применяют упрощенную кон-
струкцию штампа за счет устранения выталкивателя
и устройств для противодавления. При этом ликвидиру-
ются отходы металла в прессостаток и операция его об-
резки, а также можно получать инструмент с готовыми
зубьями любой конфигурации, в том числе и со значи-
тельными передними углами режущей грани. Выдавли-
вание с прессостатком обычно приводит к заклинива-
нию таких изделий в матрице вследствие термической
усадки при охлаждении.
Технология получения режущего инструмента по но-
вому способу разработана применительно к получению
цельных или сварных, сплошных или пустотелых, а так-
же биметаллических разверток, метчиков, зенкеров,
фрез, матриц, фильер, пуансонов и других аналогичных
деталей и инструмента с готовыми прямыми и винтовы-
ми зубьями из инструментальных сталей типа Р18,
Р18М, Р12, 9ХС и др. Поскольку токарная и фрезерная
обработка выдавленного инструмента не требуется, но-
вый способ позволяет значительно снизить потребление
дорогостоящей инструментальной стали и уменьшить
отходы ее до 8—12%. Получаемая экономия металла
возрастает с увеличением диаметра изделий. Расчет по-
казывает, что из одного и того же количества стали при
новом способе можно изготовить в 1,3—4,5 раза больше
таких изделий, как, например, развертки диаметром
12—24 мм, чем при обычной технологии. Новый способ
позволяет значительно повысить производительность
труда (примерно в 3—10 раз) и рентабельность произ-
водства (ожидаемый коэффициент рентабельности
1,3—1,8), снизить себестоимость инструмента (пример-
но в 2—3 раза), сократить производственные площади
и объем станочного парка, осуществить автоматизацию
процесса. Он не требует специального оборудования и
экономически выгоден при массовом и серийном (с про-
граммой не менее 1000 изделий в месяц) производ-
ствах.
Широко используют процесс горячего гидростатиче-
15—739
225
Рис. 89. Зависимость давления
выдавливания от логарифма
вытяжки для сплава ВТ1-0 при
различных температурах прес-
сования
ского выдавливания предприятия Комиссариата по
атомной энергии Франции. Разработанная ими система
уплотнения контейнера, состоящая из двух заглушек
простейшей конструкции, изготовленных из листового
материала (медь, алюминий, мягкая сталь), позволяет
использовать обычные вертикальные и горизонтальные
прессы [93].
Особенностью технологии является то, что в пере-
крытый с помощью нижней заглушки контейнер поме-
щают рабочую среду, а затем вводят горячую заготов-
ку. Такой прием позволяет
сократить теплопотери ме-
талла заготовки. Кроме то-
го, смазка действует как
термическая изоляция, бла-
годаря чему создаются изо-
термические условия прес-
сования, например при вы-
давливании в течение 30 сек
нагретых до 1300° С сталь-
ных заготовок диаметром
75 мм и длиной 200 мм.
В качестве рабочей сре-
ды используют различные
масла с добавками графита, талька, дисульфида молиб-
дена, расплавы металлов, стеклосмазки и др. При гид-
ропрессовании на горизонтальных прессах смазка
находится в исходном положении в виде плоского пиро-
га, который может быть твердым при комнатной тем-
пературе и жидким при контакте с горячим металлом
заготовки [140].
Для разработки технологии гидропрессования тита-
новых сплавов с нагревом металла заготовки изучали
влияние температуры, степени деформации и состава
рабочей жидкости и смазки на давление выдавливания
и качество получаемых прессизделий (табл. 20, рис. 89).
Заготовки сплава ВТ1-0 диаметром 85 мм и дли-
ной 200 мм выдавливали на промышленной установке,
выполненной па базе вертикального гидравлического
пресса усилием 600 т. Скорость перемещения рабочего
плунжера составляла 40—60 мм!сек.
При прессовании металла, нагретого до высоких
температур, происходит захолаживание периферии при
226
Таблица 20
Результаты гидростатического прессования заготовок сплава ВТ1-0
различными составами смазок (вытяжка X =0, температура 500° С)
Рабочая жидкость и смазка рв кГ/см'1 Качество поверх пости прутка
Вапор Т 100% 9450 Удовлетворительное, налипание металла на инструмент
Вапор Т 70% 4-графит 30% 9200 То же
Битум № 5 100% 9100 Хорошее
Битум № 5 70% 4-графит 30% 9000 Хорошее
Битум № 5 70 % 4-графит 30% Стеклоткань 0,5.лш 9200 Удовлетворительное, стекло- ткань внедрилась в металл не- ровным слоем
переносе заготовки в относительно холодный контейнер,
что усиливает неравномерность истечения металла.
В одном из экспериментов наблюдалось появление тре-
щин на всей длине прутка высокопластичного сплава
ВТ1-0, что явилось следствием высокой неравномерно-
сти истечения металла. Заготовку нагревали в печи до
температуры 1050° С, затем на воздухе ее остудили до
температуры 850° С и выдавливали жидкостью на осно
ве битума, имевшей температуру 300° С. На рис. 76 при-
ведены кривые охлаждения центральных и периферий-
ных слоев заготовки диаметром 85 мм сплава ВТ 1-0 па
воздухе и в битуме, нагретом до 300° С. Начальная тем-
пература заготовки была 1000° С. По кривым охлажде-
ния легко определить, что в описанном случае гради-
ент температур по сечению составил 250° С.
Давление выдавливания титановых сплавов при по-
нижении температуры с 800 до 500° С повышается не-
значительно (рис. 89), а равномерность истечения
227
металла при 500° С значительно выше (рис. 63), что обу-
словливает высокую равномерность механических
свойств в продольном и поперечном направлениях прут-
ков титановых сплавов, отпрессованных по оптимальной
технологии.
При гидростатическом прессовании можно обраба-
тывать титан в изотермических условиях, так как тем-
пература металла, жидкости и инструмента почти оди-
накова и находится в области ниже температуры ре-
кристаллизации титановых сплавов.
Низкотемпературная гидроэкструзия титановых
сплавов значительно снижает насыщение металла га-
зами и его окисление. Последнее обстоятельство позво-
ляет исключить необходимость ступенчатого нагрева
и мероприятия по безокислительному нагреву, что зна-
чительно упрощает технологию.
Анализ приведенных данных показывает, что опти-
мальными технологическими параметрами гидростати-
ческого прессования титана являются следующие: тем-
пература нагрева металла 500—550° С; температура на-
грева контейнера 400°С; состав жидкости 70% битума
№ 5+30% графита; температура нагрева жидкости
400° С; угол конусности матрицы а =45 град; высота
калибрующего пояска матрицы 4 мм.
9. ГИДРОПРЕССОВАНИЕ ЖАРОПРОЧНЫХ ( ПЛАВОВ
ПА НИКЕЛЕВОЙ ОСНОВЕ
Обычно высокотемпературные сплавы на никелевой
основе применяют для работы в диапазоне температур
480—490° С, высокотемпературная прочность которых
достигается за счет сложных легирующих добавок на-
ряду с соответствующей термообработкой. В результа-
те этого образуется микроструктура, которая состоит
из матрицы твердого раствора, богатого никелем, со-
держащей интерметаллический осадок (называемый
Y'-фаза) и некоторые виды карбидов. Эти сплавы нель-
зя обрабатывать при комнатной температуре, а при го-
рячей обработке возникают затруднения, связанные со
стойкостью инструмента и малыми диапазонами рабо-
чих температур.
В работе [141] исследована практическая осущест-
вимость холодной обработки ряда жаропрочных спла-
228
bob на никелевой основе, в том числе Инконеля 718, Ре-
не 41, УдиметабЗО и литого сплава Инко713ЬС. С этой
целью был использован метод гидростатического вы-
давливания (табл. 21).
Таблица 21
Химический состав иселедусмых сплавов иа никелевой основе
Наименование сплава Химический состав, %
с Мп Si СГ Щ | Мо | Ti
Инконель 718 0,05 0,01 0,10 18,2 53 3,1 1,1
Рене 41 0,09 0,04 0,10 18,8 55 9,8 3,2
Уди мет 630 0,03 0.15 0,10 17,3 57 2,9 1,0
Инко 713 LC 0,06 1,0 0,10 13,5 72 4,5 0,80
ЭИ437Б 0,06 0,35 0,65 21 Основа — 2,6
ЖС6-КП 0,12 0,4 0,4 11 Основа 5,9 3,2
Продолжение табл. 21
Наименование сплава Химический состав, %
Со W Ta+Nb Al 1 Fe ° 1 Zr Се
Инконель 718 — —. 5,4 0,5 18,0 — —
Рене 41 11,3 — — 1,6 1,4 — — —
Удимет 630 0,10 — — 0,6 17,5 — — —
11нко 713 LC 0.11 — 2,4 6,1 0,2 0,01 0,08
ЭИ437Б — — — 0,9 1,0 0,01 — 0,01
ЖС6-КП 8 4 — 5,0 1,5 0.02 — 0,015
При гидростатическом выдавливании в условиях
экспериментальных работ были приняты следующие па-
раметры: температура — комнатная, противодавление —
атмосферное, жидкая среда — касторовое масло, по-
крытие на заготовке — тефлон (политетрафторэтилен),
выдавленное изделие — круглый пруток, диаметр отвер-
стия матрицы 13,46 мм, обжатие — 50% и меньше, угол
входного конуса матрицы 45 град., скорость выдавлива-
ния — 12,7 мм)мин.
При холодном гидропрессовании жаропрочных спла-
15а—739
229
bob при 50% обжатия давления выдавливания достига-
ют 17 000 -19 000 ат (табл. 34). Столь высокие давле-
ния — серьезное препятствие при внедрении технологии
холодного гидропрессоваиия в промышленность. Кроме
того, авторы работы не приводят сведения о длительной
прочности при высокой температуре холоднопрессован-
пых прутков. Как известно, холодная деформация мо-
жет привести к снижению длительной прочности спла-
вов в термообработанном состоянии
Были проведены исследования [64] с целью разра-
ботки технологии горячего гидростатического прессова-
ния жаропрочных сплавов. Для исследований был вы-
бран наиболее труднодеформируемый сплав ЖС6-КП.
Химический состав сплава приведен в табл. 21 [142].
Жаропрочные сплавы па никелевой основе — трудно-
деформируемые сплавы, их деформируемость значи-
тельно повышается после разрушения литой структуры.
Сплав ЖС6-КП — лучший жаропрочный сплав на ни-
келевой основе. В основном его применяют для изготов-
ления лопаток газовых турбин, которые могут работать
при температурах до 900° С. Применение водяного ох-
лаждения лопаток позволяет поднять температуру до
1200° С. Потребность промышленности в сплаве ЖС6-
КП постоянно возрастает. Однако существующая тех-
нология производства прутковой заготовки методом
многократной прокатки чрезвычайно громоздка и вклю-
чает до десяти переходов с промежуточными подогрева-
ми и небольшими степенями деформации за один про-
ход. Попытки деформировать металл методом обычного
прессования оказались безуспешными, так как металл
очень хрупок и при выходе из очка матрицы растрески-
вался.
Методом прокатки получают прутки с минимальным
диаметром 50 мм. Поверхность заготовки обдирают па
токарных станках до диаметра 40 мм. Операция обдир-
ки чрезвычайно дорогая и трудоемкая, требующая
большого парка токарных станков, поскольку обдирку
ведут при малом числе оборотов и с небольшой пода-
чей.
Прутки, полученные методом прокатки, имеют гру-
бую и неравномерную структуру, что приводит к значи-
тельной анизотропии механических свойств по длине
и сечспию. Методом прокатки невозможно получить
230
прутки малого диаметра (20 и 10 мм), в которых остро
нуждается промышленность. Коэффициент использова-
ния металла (КИМ.) при изготовлении лопаток из спла-
ва ЖС6-КП составляет 0,17, а стоимость 1 кг изделия
превышает 1000 руб.
Решение проблемы получения качественного прутко-
вого полуфабриката различного диаметра, требующего
минимальной механической обработки, представляет
собой задачу исключительной экономической важности.
Сплав ЖС6-КГ1 имеет очень узкий температурный
интервал обработки давлением (1100—1150°С). При
этих температурах предел прочности металла ов =
= 8—15 кГ/мм2, 6=15- -25%. Снижение температуры до
1000°С вызывает резкое возрастание предела прочно-
сти й падение пластичности. Поэтому при обработке
давлением сплава необходимо точно соблюдать темпе-
ратурный режим. В связи с этим при горячем гидроста-
тическом прессовании особенно важным становится воп-
рос выбора жидкости, передающей давление, так как,
помимо основных требований обеспечения надежной
смазочной пленки между заготовкой и прессовым ин-
струментом при высокой температуре, жидкость долж-
на играть роль теплоизолятора и пе захолаживать сли-
ток. Для горячего гидростатического прессования
ВНИИметмашем рекомендуется применять кремнийор-
гапические соединения, которые могут быть нагреты до
высоких температур и обладают при этих температурах
удовлетворительными смазочными свойствами. К со-
жалению, промышленность производит весьма ограни-
ченное количество этих жидкостей, поэтому они дефи-
цитны и дороги.
В табл. 22 приведены составы жидкостей, смазок
и оболочек, которые были испытаны при гидростатичес-
ком прессовании сплава ЖС6-КП-
Смазки, содержащие битум, приготовляли следую-
щим способом: расплавленный битум нагревали до
200—250°С, затем в него добавляли требуемое количе-
ство графита или графита и дисульфида молибдена; по-
лученную смесь подогревали до температуры коп Гейне-
ра 300—350° С. При гидростатическом прессовании
сплава ЖС6-КП для уменьшения времени контакта го-
рячего металла заготовки с жидкостью и прессовым
инструментом в контейнер вначале подавали жидкость.
15а'
231
Таблица 22
Составы жидкое гей. смазок и оболочек, испытанных
при гидростатическом прессовании сплава ЖС6-КП
№ смазки Состав смазки Содержание компонента, % Толщина слоя или стенки, мм
1 Битум № 5 100 —
2 Битум № 5+графит 70 30 —
3 Битум № В+графит+МоБг 70
20 —.
10
л Смазка № 2
Стеклоткань 1
5 Смазка № 2
Стеклоткань — 1
Асбест 2
6 Стеклоткань — 2,5
7 Асбест — 2
Стеклоткань — 2
8 Смазка № 2 — —
Стакан ст. 3 — 5
О Стакан ст. 3 — 5
Стеклоткань — 2
а затем заготовку. Перед заливкой жидкости отверстие
в матрице заглушали с помощью специального алюми-
ниевого конуса. Стеклоткань требуемой толщины нано-
сили на горячую заготовку, после чего ее подавали
в контейнер с жидкостью. Стальные стаканы изготовля-
ли из трубной заготовки. В стакан помещали заготовку
и с двух сторон приваривали донышки. Заготовку вме-
сте с оболочкой нагревали до соответствующей темпе-
ратуры и гидростатически выдавливали, применяя ту
или иную смазку.
232
Таблица 23
Результаты гидростатического прессонания заготовок сплава
ЖС6-КП
№ смазки* Вытяжка Давление выдав- ливания, кГ/см* Качество поверхности прутка
1 2 4000 На всей длине прутка глубокие трещины
2 2 3950 То же
3 2 3600 » »
4 2 3900 » »
5 2 4300
6 2 4200 Хорошее, на выходной части прутка трещины на длине 20—
30 мм
4 8400 То же
6 10300 » »
7 2 4400 Хорошее, па середине прутка глубокая трещина
8 2 3300 Удовлетворительное, заготовка выдавливается вместе со ста- каном
8 2 3450 Хорошее, стакан остался в кон-
3 5700 тейнере за счет свободной по-
4 7400 садки заготовки
6 9150
* Состав смазки соответствующего номера см. табл. 22.
Примечание. Температура нагрева металла перед прессованием
1150° С. Температура нагрева контейнера 400° С, угол конусности матрицы
2а —90 град.
В табл. 23 и рис. 90 приведены результаты гидро-
статического прессования сплава ЖС6-КП различными
смазками. На рис. 91 показан внешний вид прутков, от-
прессованных различными жидкостями. Из приведен-
ных данных следует, что прутки без нарушений сплош-
ности металла были получены при прессовании в сталь-
ных стаканах всеми испытанными составами смазок,
а также стеклосмазкой толщиной 2,5 мм Однако наи-
меньшие давления выдавливания были при прессова-
нии в стальной оболочке смазкой № 2 (70% битумам-
233
+30% графита), стальная оболочка выпрессовывалась
вместе с заготовкой относительно равномерным слоем,
толщина которого колебалась в пределах 0,8—1,2 мм.
Оболочка удалялась при
In Л
Рис.
выдавливания
вытяжки для сплава ЖС6-КП,
7, -----
90. Зависимость давления
________ от логарифма
пр-ПбО^: ' '
I — смазка и рабочая жид-
кость — стекло с температурой
размягчения 700° С; 2 — смазка
и рабочая жидкость; 70% биту-
ма № 5, 30% графита, выдавли-
вание из стального стакана, на-
гретого вместе с заготовкой до
температуры прессования
разрезке ее вдоль прутка, так
как в процессе прессования
опа была изолирована от ос-
новного металла слоем смазки.
Интересно отметить, что
при прессовании с оболочкой
различной начальной толщины
толщина выпрессованпой обо-
лочки была постоянной и коле-
балась в указанных выше пре-
делах, т. е. материал оболочки
ведет себя как обычная смаз-
ка. В тех случаях, когда обо-
лочка одевалась на заготовку
неплотно, заготовка выпрессо-
вывалась без оболочки, а пос-
ледняя оставалась в контейне-
ре. Однако при этом пруток не
растрескивался и имел отлич-
ное качество поверхности. Обо-
лочка становится как бы коп
тейнером, из которот о происхо-
дит прессование, причем тем-
ратура этого контейнера бли-
зка к температуре слитка, что создает условия для изо-
термического прессования. Такие же условия создаются
при гидростатическом прессовании стеклом (смазка
№ 6) благодаря его низкой удельной теплоемкости
и малой теплопроводности. При прессовании жидкостью
на основе битума, очевидно, происходит значительное
. захолаживание периферийных слоев металла, которые
попадают в зону высокой прочности и низкой пластич-
ности. Цен тральные слои, имея меньшее сопротивление
деформации и более высокую температуру, при истече-
нии через очко матрицы приобретают большую ско-
рость, чем периферийные слои, из-за чего в последних
возникают дополнительные напряжения растяжения,
превышающие основные напряжения сжатия. Так как
захоложенные периферийные слои имеют низкую пла-
стичность, то возникающие в них рабочие растягиваю-
234
Рис. 91. Внешний вид прутков сплава ЖС6-КП, получен-
ных методом гидропрессования литой заготовки. Тн =
-=1150° С:
а — смазка и рабочая жидкость: 70% битума № 5, 20%
графита и 10% MoS2, Х*=3; б — заготовка выдавлена вме-
сте со стальным стаканом с толщиной стенки 5 мм жид-
костью: 70% битума № 5, 30% графита, Х=3; в — пруток
выдавлен жидкостью: 70% битума Np 5, 30% графита из
нагретого вместе с заготовкой стального стакана (5 мм),
стакан за счет неплотной посадки заготовки оставался
в контейнере; X =2
щие напряжения вызывают разрушение металла и появ
ление глубоких надрывов.
Для подтверждения изложенного выше механизма
разрушения прутка при гидростатическом прессовании
жидкостью на основе битума были построены кривые
охлаждения металла в различных средах, причем в точ-
ности воспроизводились условия прессования (темпера-
тура нагрева контейнера и заготовки, состав жидкости
Рис. 92. Охлаждение заготовки сплава ЖС6-КП в различных средах
через 30 сек
и ее температура, толщина оболочки) (рис. 92). Анализ
результатов этого эксперимента показывает, что при
охлаждении в жидкости на основе битума температура
периферийных слоев снижается на 250 град., а средних
слоев — на 150 град, за 30 сек. Периферийные слои, та-
ким образом, попадают в зону минимальной пластично-
сти (900°С), поэтому данный эксперимент подтвержда-
ет изложенный выше механизм разрушения прутка.
Необходимо отметить высокие смазочные свойства
жидкостей на основе битума [143]. Несмотря на значи-
тельное захолаживание заготовки, давления выдавли-
вания были невысокие. На поверхности прутков сохра-
нялись риски от механической обработки, т. е. в течение
всего процесса прессования вытекающий металл заго-
236
товки был надежно изолирован смазочной пленкой. По-
следнее обстоятельство обеспечило высокую стойкость
матриц. После десяти прессовок диаметр очка матрицы
увеличился на 0,8 мм, сама матрица находилась в удо-
влетворительном состоянии. Существенно повышает
Рис. 93. Внешний вид прутка сплава ЖС6-КП, полученного гидроста-
тическим прессованием с противодавлением 3000 ат; вытяжка Х=3
стойкость матриц термохимическая обработка — бори-
рование и хромосилицировапие.
На выходных концах всех прутков на длине 20—
30 мм имеются трещины, причем они образуются при
выдавливании любым составом смазок, а также при ис-
пользовании оболочек. В начальный момент при выходе
металла из очка матрицы отсутствует установившееся
противодавление, на периферийные слои за счет нерав-
номерности истечения металла действуют большие рас-
тягивающие напряжения, которые и вызывают появле-
ние трещин, Существенно улучшить качество поверхно-
сти прутков сплава ЖС6-КП можно, применяя схему
гидростатического прессования с противодавлением
(рис. 27).
В табл. 24 приведены результаты гидростатического
прессования сплава ЖС6 КП с противодавлением, а на
рис. 93 — внешний вид прутка.
Заготовку вместе с толстостенным стаканом нагре-
вали до температуры 1150° С, выдавливание осуществ-
ляли смазкой № 2. Температура контейнера, паразит-
ной заготовки и жидкости равна 400° С, DH =44 мм.
d0=23 мм, б/п.з=23 мм, угол конуса матрицы а~
= 45 град.
Прутки отличного качества, совершенно не имеющие
трещин на поверхности, были получены при прессова-
нии стеклосмазкой с противодавлением, равным 3000 ат,
237
Таблица 24
Результаты гидростатического прессования сплава ЖС6-КП
с противодавлением
Диаметр паразит- ного пру- тка, мм Противо- давление, ат Давление выдавли- вания , сип РЪ РП* ат Качество прутка
20 850 7300 6450 Удовлетворительное, па вы- ходном конце трещины
19 1000 7500 6500 Удовлетворительное, в сере- дине прутка глубокая тре- щина
15 2000 8400 6400 Хорошее, на выходном кон- це мелкие трещины
13 3000 9400 6400 Отличное
10 5000 Не пропрессовался. нс хватило усилия пресса
при этом давление в рабочем контейнере составило
9400 ат. Прессование с большим противодавлением осу-
ществить не удалось, поскольку не хватало усилия прес-
са. Меньший уровень противодавления является недо-
статочным для получения качественной заготовки — на
выходном конце на длине 10—15 мм появляются тре-
щины, а па отдельных прутках — глубокие надрывы
и в центральной части.
Таким образом, можно заключить, что процесс гид-
ростатического прессования с противодавлением позво-
ляет получать высококачественные прутки сплава
ЖС6-КП. Однако этому методу свойственны сущест-
венные недостатки: значительно усложняется техноло-
гия; для получения прутков большей длины требуется
изготовление громоздкого и дорогого оборудования; при
прессовании по рассмотренной выше схеме необходимы
дополнительные затраты на изготовление паразитных
заготовок; значительно возрастают усилия прессования;
длительное время металл инструмента находится в кон-
такте с горячим металлом заготовки, нагретой до
1200° С, что может резко снизить стойкость инструмента.
Учитывая трудности, возникающие при горячем гид-
ропрессовании жаропрочных сплавов различными жид-
23?
костями, были проведены исследования с целью поиска
различных квазижидких сред на основе солей NaCl,
ВаС12, стеклосмазок, глии и графита.
В результате была разработана оптимальная техно-
логия горячего гидропрессоваиия жаропрочных сплавов
па никелевой основе квазижидкими средами па основе
графита*. Технология приготовления среды подробно
описана выше (см. п. 2).
Сортамент прессизделпй включает профили средней
и сложной конфигурации поперечного сечения. Это
прутки, треугольные, квадратные, многоугольные, оваль-
ные профили, профили типа шлицевых валов или с на-
личием других ребер с отношением высоты ребра к тол-
щине (h/b) до 2—3, а также трубы сложного профиля
(с невысокими ребрами h/b до 2—3), с минимальным
диаметром описанной окружности 15 мм, детали типа
прутка или трубы с закопцовкой и др.
Заготовкой для изготовления профилей служит ли-
той материал, а также катаная штанга, порезанная на
мерные длины. Металлургические заводы поставляют
штанги с ободранной или зачищенной поверхностью.
Штанги на мерные длины можно резать на станках
анодно-мехапической резки. Передний конец заготовки
обрабатывают па токарном станке для получения фас-
ки. Длину заготовки определяют, исходя из требуемой
длины профиля и длины контейнера. Диаметр заготов-
ки определяется соотношением d3 =0,84-0,85 DK, где
dj — диаметр заготовки; DK— диаметр контейнера. Пе-
ред нагревом заготовку подвергают пескоструйной об-
работке, обертывают мерным куском стеклоткани с тем-
пературой размягчения 730°С [марки СЭ (ССТЭ-6),
ГОСТ 8481-61] и помещают в графитовую оболочку
толщиной 0,14-0,08 диаметра контейнера, выполненную
в виде стакана С крышкой.
Необходимо применять особые условия нагрева за-
готовок перед прессованием. Это обусловлено низкой
теплопроводностью жаропрочных сплавов па никелевой
основе при комнатной температуре [удельная тепло-
проводность при 7\омн =0,024-0,04 кал/(см-сек-град)]
и высоким коэффициентом термического расширения.
Нагрев заготовок должен быть безокислительпым и
1 Работа выполнена совместно с Федоровым А. А.
239
максимально равномерным, т. е. перепад температуры
по сечению заготовки не должен превышать 20° С. Этим
требованиям удовлетворяет нагрев в комбинированной
оболочке из стеклоткани и графита.
Нагрев производят в камерной электропечи сопро-
тивления без защитной атмосферы в одну ступень до
температур, указанных в табл. 25.
Таблица 25
Температура нагрева жаропрочных сплавов иа никелевой основе
перед гидропрсссоваиием
Марка спла- ва по ГОСТ 5632—61 Заводская марка сплава Темпера тура наг- рева, °C Марка спла- ва по ГОСТ 5632—61 Заводская марка сплава Темпера- тура наг- рева, °C
ХН77ТЮР ЭИ437Б 1000 — ЭИ867 1100
(ЭИ445Р) ЭП202 1120 ХН70ВМТЮ 311617 1100
(ЭИ867А) ЭП109 1100 — ЭП220 1120
— ЖС6-КП 1100 (ВЖ101) ЭШ99 1140
— ЭП99 1100
Время нагрева заготовок из жаропрочных сплавов
на никелевой основе рекомендуется определять в зави-
симости от диаметра заготовки:
Диаметр заготов-
ки, мм . 280 230 175 100—125 60—90 . 40
Время нагрева, ч 3,75—4 3 2,5 1,5—2 1 0,25—0,5
Профили следует прессовать на гидравлических или
механических прессах со скоростью 400—750 мм!сек.
Усилие прессования можно определять ориентиро-
вочно по формуле
Р = 4,8овГ)2 1п (137)
Т'к
Высокоскоростное гидропрессование квазнжидкими
средами не требует разработки специальной системы
герметизации контейнера, поскольку зазор 0,1—0,05 мм
между отдельными частями инструмента представляет
слишком большое гидравлическое сопротивление для
графита.
240
Для горячего гидропрессования профилей использу-
ют матрицы из стали ЗХ2В8, гермообработанные па
твердость ///?С=48-=-52, или из сплава ЖС6.
Следует отметить, что при гидропрессовапии матри-
ца и контейнер защищены от воздействия горячего
металла, поэтому условия работы инструмента резко
улучшаются. К состоянию поверхности матрицы не
предъявляются жесткие требования, как при обычном
прессовании.
Для гидравлических прессов рекомендуется исполь-
зовать радиальные матрицы или матрицы с двойным
конусом. Матрицы обоих типов выполняют разъемными
из двух-четырех частей (в зависимости от конфигура-
ции профиля) для облегчения их изготовления и ремон-
та. Канал в матрице располагают таким образом,
чтобы центр окружности, описанный вокруг профиля, на-
ходился па оси прессования. Такое расположение обеспе-
чивает равнонрочность частей разъемной матрицы, а
также позволяет унифицировать другие инструменты
(мундштуки, подкладные диски и направляющие).
На механических прессах целесообразно применять
разъемные матрицы, изготовляемые как одно целое
с внутренней втулкой контейнера, что способствует по-
вышению отвода тепла и значительно облегчает изго-
товление и эксплуатацию инструмента.
Чтобы обеспечить условия для наиболее равномер-
ного истечения металла через канал матрицы и умень-
шения истирания рабочего пояска, входные части на
матрицах выполняют с радиусным переходом от торца
матрицы к рабочему пояску или с входным конусом от
диаметра контейнера к периметру канала матрицы.
Наиболее благоприятные результаты получаются
при использовании матриц, рабочая поверхность кото-
рых образована двумя конусами: с большим углом при
вершине на входе в очаг деформации и с малым на вы-
ходе из него. Поэтому рекомендуется применять коси-
нусоидальные разъемные матрицы, изготовленные заод-
но целое с контейнером. Использование косинусоидаль-
ной матрицы позволяет существенно уменьшить работу
сдвига па выходном участке очага деформации, а на
опасном участке перехода от большего конуса к мало-
му в сочетании с увеличенным калибрующим пояском
(20—25 мм) ввести противодавление.
241
Изношенные матрицы ремонтируют либо частичной
наплавкой дефектных мест, либо сплошной наплавкой
рабочего пояска (электродами из сплава ЖС6) с после-
дующей обработкой капала матрицы в соответствии
с размерами по чертежу.
Стойкость матриц при горячем гидропрессовании
поофилей жаропрочных сплавов па никелевой основе
составляет 300- -600 прессовок. Для изготовления пресс-
штемпелей можно использовать стали 5ХНВ или
ЗХ2В8, а также новые инструментальные стали.
Рис. 94. Схема горячего гидропрессования полых изделий:
а — нагретая заготовка, помещенная в контейнер; б—начало гидропрессо-
вания; в — конец гидропрсссования; / — заготовка; 2 — стеклоткань;
3 — графит
Перед прессованием основной инструмент подогре-
вают до 200—250° С. Для предотвращения чрезмерного
нагрева матриц после нескольких прессовок необходи-
мо охлаждать инструмент струей сжатого воздуха или
мелко распыленной водно-воздушной смесью.
Перед прессованием полость контейнера и матрицу
смазывают графи гомасляпой смазкой [графитовый по-
рошок марки КК (ГОСТ 4401—58)-(-масло машинное
(ГОСТ 1707—51) в пропорции 2 : 1].
Нагретую в оболочке из стеклоткани и графита за-
готовку загружают в контейнер, затем ведут прессова-
ние.
В процессе прессования графит обеспечивает схему
гидростатического выдавливания, ведя себя при высо-
ком давлении и температуре подобно вязкой жидкости.
242
Отсутствие контакта нагретого металла с инструментом
в сочетании со стеклосмазкой и высокой скоростью вы-
давливания обеспечивает условия, близкие к изотерми-
ческим, что является решающим условием получения
качественных прессизделий. При этом между матрицей
и прессуемым металлом формируется устойчивая сма-
зочная пленка толщиной 0,1—
0,3 мм. Процесс прессования ве-
дут непрерывно, так как графи г
полностью вытесняет металл за-
готовки из контейнера. Образую-
щаяся прессутяжина имеет не-
большие размеры Процесс изго-
товления полых изделий (рис. 94)
отличается от описанного выше
тем, что заготовки изготавливаю!
с отверстием в центре, в пуансо-
не укрепляют соответствующую
иглу, имеющую небольшую ко-
нусность, благодаря чему в ко-
нечный момент прессования изде-
лие свободно сбрасывается с иг-
лы истекающим из матрицы гра-
фитом. Металл полностью выдав-
ливается из контейнера, прессос-
Рис. 95. Наладка инструмен-
та для горячего гидропрес-
сования с калибровкой «на
провал» и правкой пс
длине:
/ — матрица; 2 — графит;
3 — заготовка; 4 — калибр
статок отсутствует.
В зависимости от требований к точности размеров де-
талей можно применять способ калибровки «на провал»
и правку по длине за счет усилия выдавливания (рис. 95).
В этом случае создается противодавление, величина ко-
торого зависит от площади контакта заготовки со
втулкой.
Готовые прессизделия охлаждают в ящике с песком.
Профили, отпрессованные способом горячего гидропрес-
сования, имеют поверхность без видимых дефектов па
всей длине, не требующую дальнейшей очистки. В не-
которых случаях может быть применена пескоструйная
обработка для удаления остатков стеклографитовой
смазки. Резку профилей в меру производят па анодно-
механических станках.
Все работы по изготовлению профилей из жаропроч-
ных сплавов па никелевой основе необходимо прово-
дить, соблюдая правила по технике безопасности
243
и промсанитарии, разработанные для соответствующего
технологического оборудования кузнечно-прессовых
цехов (циркулярное письмо ГКАТ-ЦП-21 от 21/Ш
1959 г).
Кроме того, следует соблюдать специальные меры
по охране труда и технике безопасности:
1) на прессе необходимо устанавливать вытяжные
вентиляционные устройства, обеспечивающие не менее
чем пятикратный обмен воздуха;
2) рабочее пространство пресса должно быть снаб-
жено ограждениями или перекрываться в момент хода
пресса. С этой целью необходимо использовать листы
железа толщиной не менее 5 мм.
Рекомендуемая технология всесторонне опробо-
вана и внедрена на ряде машиностроительных заво-
дов.
Описанная технология изготовления профилей из
жаропрочных сплавов на никелевой основе имеет сле-
дующие преимущества:
а) возможность получения профилей сложной кон-
фигурации с точными и стабильными размерами;
б) сокращение расхода основных материалов в 6—
8 раз;
в) сокращение дополнительной механической обра-
ботки;
г) улучшение структуры и свойств полуфабрикатов;
д) увеличение срока службы изделий в 1,5—
2 раза;
е) повышение стойкости инструмента в 8--10 раз;
ж) возможность механизации и автоматизации про-
изводственных процессов;
з) снижение трудоемкости изготовления изделий
в 1,5—2 раза;
и) уменьшение себестоимости профилей в 2—3 раза.
На основе этой технологии и с использованием на-
грева металла по методу С. Е. Кузнецова было разра-
ботано оборудование для гидропрессоваиия квазижид-
кими средами с полностью автоматизированным цик-
лом (см. гл. IV, п. 6).
Глава V
КАЧЕСТВО
ГИДРОПРЕССОВАННЫХ ИЗДЕЛИЙ
1. СВОЙСТВА гидропрессовапных изделии
ИЗ АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ
Метод гидростатического прессования позволяет по-
лучать изделия, имеющие очень точные размеры, отлич-
ное качество поверхности и высокий уровень механичес-
ких свойств [8].
Качество поверхности изделий при гидростатическом
прессовании зависит от ряда факторов. Улучшению ка-
чества поверхности пресс изделий способствуют следую-
щие мероприятия: механическая обработка заготовки,
увеличение вытяжки, увеличение твердости поверхно-
сти матрицы и повышение вязкости смазки при прессо-
вании с нагревом и др. Выполнение этих мероприятий
позволяет получать прессизделия с полированной по-
верхностью.
По мнению академика Л. Ф. Верещагина, «при гид-
роэкструзии происходит своеобразное перераспределе-
ние дислокаций,... и высокое давление, уменьшая рас-
стояния между атомами вещества, приводит к ряду
фундаментальных изменений его физических свойств»
[66].
Термически неупрочняемые сплавы
Как известно, повышение механических свойств тер-
мически неупрочпяемых алюминиевых сплавов достига-
ется холодной деформацией. После выдавливания жид-
костью предел прочности значительно повышается, при-
чем прирост прочности у всех металлов тем больший,
чем больше степень деформации.
У алюминия, например, после гидростатического прес-
сования с вытяжкой 16 предел прочности увеличивается
в 3,3 раза (табл. 26).
Существенно, что в отличие от других методов холод-
ной деформации при выдавливании жидкостью сохраня-
ется высокий уровень пластических свойств.
Так, в рассматриваемом примере при увеличении вы-
тяжки пластические характеристики алюминия остаются
на достаточно высоком уровне — удлинение 6 = 10—
15%, поперечное сужение 4=62—63% [44].
16—739
245
При обычпом холодном прессовании алюминия пре-
дел прочности увеличивается с 8 до 14,5 кГ/мм2, т. е.
в 1,8 раза, предел текучести — с 5 до 13,2 кГ/мм2, т. е.
в 2,6 раза [144]. Такому упрочнению соответствует сни-
жение удлинения до 3,2%.
При освоении прессования жидкостью высокого дав-
ления термически неупрочпяемых сплавов необходимо
учитывать тенденцию к динамическому возврату [145] и
возможность рекристаллизации от тепла, выделяющего-
ся при холодном прессовании.
Таблица 26
Механические свойства гидростатически прессованных прутков
алюминия (99,5%) [63]
Вытяжка X «в. кГ/мм* ’ °т. кГ/мм' С. % Ф. %
0 8,2 5,1 45,0 80,0
2,25 15,5 13,5 17,0 69,0
4,0 17,4 15,5 15,5 63,7
9,0 17,6 16,2 15,0 63,0
16,0 18,4 17,0 10,0 62,0
Для объяснения механических свойств важно знать
структуру металла, деформированного в холодном со-
стоянии. Структуру холоднокатаного алюминия изучал
Свонн [145] с помощью электронного микроскопа. Гра-
ницы зерен с высокой плотностью дислокаций были об-
наружены после малых степеней холодной деформации
с небольшим количеством дислокаций внутри зерен. Та-
кие стенки, возникающие во время холодной деформации
металлов, состоят из сложного сплетения дислокаций.
Величина зерен в алюминии, как было обнаружено Свон-
пом, сначала резко уменьшалась с увеличением дефор-
мации; стабильный размер достигался после ~20%-
ного обжатия по толщине. Предполагают, что это явле-
ние связано с динамическим возвратом.
Прочностные и пластические свойства алюминия по-
вышаются с увеличением давления выдавливания [9].
Как известно, при проведении испытаний на разрыв в ус-
246
ловиях высоких гидростатических давлений существенно
возрастают и пластические свойства металлов [1—4].
Используя это явление, французские исследователи пред-
ложили метод деформирования металлов в состоянии
сверхпластичности1. По этому методу в некоторой зоне
металла создают высокие напряжения равномерного
всестороннего сжатия, которые разрушают кристалли-
ческую решетку металла, приводя его в квазижидкое
сверхпластичпое состояние. Считают, что металл сохра-
няет состояние сверхпластичности в течение некоторого
времени после снятия всестороннего сжатия. Именно в
этот момент, по мнению авторов, металл может быть под-
вергнут любой большой деформации.
Изделия, полученные методом гидростатического
прессования, имеют высокую равномерность свойств по
длине и сечению. Периферийные слои обычно прессован-
ного прутка более деформированы и имеют большую
твердость по сравнению с центральными слоями метал-
ла. Микротвердость гидростатически прессованного
прутка во всех точках поперечного сечепия практически
одинакова, что свидетельствует об исключительно высо-
кой равномерности распределения деформации при гид-
ропрессоваппи [9].
Горячее гидропрессовапие термически пеупрочняе-
мых материалов нецелесообразно, так как повышения
механических свойств ввиду рекристаллизации не про-
исходит, кроме того, ухудшаются качество поверхности
п точность размеров прессизделий.
Термически упрочняемые сплавы
В табл. 27 и 28 приведены результаты механических
испытаний прутков сплавов АД31 и Д16, прошедших
гидростатическое прессование с вытяжкой Х = 10 при
температурах 200, 300 и 380° С. Перед испытаниями
прутки термообрабатывали по стандартному режиму.
Сплав АД31 закаливали при 520°С, выдерживали
40 мин и затем охлаждали в воде. При 160° С проводили
искусственное старение в течение 12 ч.
Сплав Д16 закаливали при 500° С, выдерживали
40 мин, охлаждали в воде, затем оставляли для естест-
венного старения в течение 5 суток.
1 Патент (франц ), № 1529219, кл. В21, 1967.
16* 247
Таблица 27
схаппческие испытании гидроакструдироваппых прутков сплавов
ЛД31 и Д1б (температура прессования 200° С)
Сплав Начало прутка Середина прутка Конец прутка
ав, к Г/мм-' °т, кГ/мм* в. % ав, кГ/мм1 °т. кГ /мм- fi, % °в, кГ/мм- °т, кГ/мм1 Я. %
АД31 31,6 28,1 14,4 31,9 28,6 14,6 31,6 28,0 14,4
31,9 28,9 14,2 31,3 27,7 14,9 31,4 29,0 14,2
АМТУ 20,0 15,0 8,0 -— — .— — — —
Д16 46,5 31,2 20,7 46,6 31,2 21,0 46,3 31,2 21,0
46,7 31,2 20,4 46,5 31,4 21,4 46,2 31,0 20,6
АМТУ 40,0 26,0 12,0 — — — — — —
Таблица 28
Механические свойства гидропрессоваппых прутков сплава Д16
1 нп Температура ппессования. О о Начало прутка Середина прутка Конец прутка
ав, кГ/мм1 ат, кГ/мм- в, % ав, кГ/мл? °т, кГ/мм1 в, % °в, кГ/мм‘ ат, кГ/мм* Я. %
380 34,8 г 24,2 )рячеп/ 11,2 ессова 34,2 иное с 23,8 остояни 13,2 е 34,3 23,8 12,8
380 34,0 23,6 14,0 34,3 23,7 12,8 34,0 23,1 12,4
300 32,8 24,9 12,0 33,0 24,5 12,0 32,2 23,5 14,0
300 32,4 24,5 10,0 32,6 23,5 14,8 31,8 23,8 13,2
200 28,6 21,9 11,2 29,5 21,3 13,2 30,5 22,3 11,6
200 28,6 22,2 11,2 29,6 22,2 13,6 23,6 23,6 12,0
Термически обработанное состояние
380 380 52,5 52,3 36,2 38,8 16,0 16,0 52,1 52,4 35,8 36,8 16,0 16,0 53,6 52,3 38,6 34,8 15,2 16,4
300 47,2 31,3 20,8 47,0 29,6 21,2 47,5 31,8 20,8
300 47,5 33,3 20,8 47,2 30,6 20,6 48,5 31,8 20,8
Наилучшее сочетание механических свойств сплава
АД31 имеют гидростатически прессованные прутки при
температуре 200° С. Предел прочности этих прутков в
полтора раза превышает прочность горячепрессованиых
248
прутков обычным методом, причем равномерность
свойств по длине и поперечному сечению прутка исклю-
чительно высокая. Важно отметить, что при таком значи-
тельном росте предела прочности удлинение также уве-
личивается по сравнению с обычно прессованными прут-
ками на 20—40%. Одновременный рост прочностных и
пластических характеристик — замечательная особен-
ность процесса гидростатического прессования.
У сплава Д16 наилучший комплекс механических
свойств был получен в результате гидростатического
прессования прутков при температуре 380° С. Предел
прочности равен 52—53 кГ/мм2, удлинение Л = 16%- Эти
свойства пруток имеет на всей длине.
Макро- и микроструктура полностью соответствуют
высоким механическим свойствам прутков. Прутки име-
ют плотную равномерную структуру без каких-либо ог-
рублений ее в поверхностных слоях
Для получения сопоставимых результатов заготовки
сплава Д16 той же самой плавки были отпрессованы
обычным методом со смазкой. Процесс осуществляли
при тех же температурах и с теми же вытяжками, что и
гидростатическое прессование. На рис. 96 приведен
внешний вид прутков сплава Д16, отпрессованных при
температуре 380° С гидростатическим (б) и обычным ме-
тодами (а). Скорость истечения металла в обоих случа-
ях составляла 5 м[сек. Для обычного прессования спла-
ва Д16 эта скорость является закритической, поэтому,
как и следовало ожидать, на всей длине прутка появил-
ся «ерш». Гидростатически прессованный пруток имеет
хорошее состояние поверхности.
На том же рисунке показана макроструктура по-
перечного сечения прутков сплава Д16, отпрессованных
обычным (в) и гидростатическим (г) методами и термо-
обработапных. На периферии прутка, полученного обыч-
ным прессованием, после термообработки появился
крупнокристаллический ободок небольшого размера, не-
смотря па применение смазки. Гидростатически прессо-
ванный пруток имеет плотную равномерную макрострук-
туру, крупнокристаллический ободок отсутствует.
Как видно из изложенного выше, гидростатическое
прессование улучшает свойства термически упрочняе-
мых сплавов, причем уровень механических свойств во
многом зависит от того, на каком этапе термообработки
249
Рис. 96. Внешний вид (а, б) и макроструктура прутков (в, г) сплава Д16-
а, о —обычное и гидростатическое прессование соответственно 7,пр=380°С,
°и м!сек- в, г— обычное и гидростатическое прессование соответственно
=300° С, о,, 1 м!сек
250
было проведено гидропрессование [50,с. 49—52; 146]. В
табл. 29 приведены механические свойства прутков спла-
ва АМг11 после прокатки и гидростатического прессова-
ния при прерывистом старении.
Таблица 29
Механические свойства сплавов AMrll и AMrll+0,3% Ag
после обычного старения и после деформации при прерывистом
старении [50. с. 49—52]
Обработка Деформация е. % Сил an AMrll Сплав АМгП + + 0,3%Ag '
кГ/ммг сй . з че с- •О <v кГ / мм- °т’ кПмя? o'"- го
Закалка — 45,8 24,2 26 45,8 26,3 26,8
Закалка, старение при 150—100° С (стадия макси- мальной проч- ности) — 49,0 27,0 1 3,5 53,0 28,0 7,0
Закалка, старение Гидроэкс-
при 200° С 30 мин, трузия:
деформация, ста- рение при 150° С 50 63,8 38,6 10,7 68,6 47,2 10,8
16 ч (стадия мак- 40 63,3 38,0 11,5 67,5 46,8 11,5
симальной проч- ности) Прокатка, 40 55,2 37,5 1,6 60,0 45,0 3,0
Закалка, старение при 200° С 16 ч — 53,7 25,7 3,8 58,0 25,5 10,0
Закалка, старение Гидроэкс- 28,4 38,5
при 200° С 30 мин. трузия, 50 61,9 9 64,8 11,6
деформация, ста- Прокатка,
рение при 200° С 16 ч 40 52,4 28,5 3,0 64,0 38,6 4,0
Закалка, старение Прокатка, 8,0 12,0
при 200° С 30 мин, деформация, ста- рение при 200° С 32 ч 40 50,0 24,0 53,0 26,0

Анализ данных табл. 29 позволяет сделать вывод, что
у сплавов, деформированных гидроэкструзией, пластич-
ность выше, чем у прутков, полученных прокаткой. Это
в большей степени проявляется в образцах, подвергну-
251
тых после деформации старению па стадиях выделения
метастабильной и стабильной фаз. Относительное удли-
нение в этом случае возрастает в 3—4 раза [50, с. 49—52]
2. СТАЛЬ
Рис. 97. Зависимость механических
свойств малоуглеродистой стали от
логарифма вытяжки [63]
На рис. 97 представлена зависимость механических
свойств малоуглеродистой стали (0,18—0,28% С) от ис-
тинной деформации. Видно, что при гидростатическом
выдавливании прочность малоуглеродистой стали значи-
тельно увеличивается: оп с 35 до 75 кГ/мм2, от с 20 до
73—74 кГ/мм2 с сохранением достаточной пластичности
(б и ф).
В работе [130] изложены результаты исследований
некоторых условий гидроэкструзии прутковых заготовок
стали Р18, а также структу-
ры и свойств стали последе-
формации. В качестве ис-
ходного материала были
выбраны горячекатаные
отожженные прутки стали
Р18 диаметром 20—35 мм с
баллом карбидной неодно-
родности 4 —6 по ГОСТ
5952—63. Твердость стали
соответствовала НВ = 229—
235 кГ1мм2. Для повышения
пластичности прутки под-
вергали карбидному от-
пуску.
Твердость стали возрастала пропорционально степе-
ни деформации заготовок, предел прочности увеличивал-
ся быстрее, чем степень деформации, предел текучести
интенсивно возрастал до степени деформации порядка
50—55%, после чего рост замедлялся. По сравнению с
исходным состоянием при степени деформации заготовок
62,7% твердость стали НВ увеличилась па 48—50%, пре-
дел прочности oD—на 52—54%, предел текучести от
в 2,8—2,9 раза, относительное удлинение б уменьшилось
в 4 раза.
На образцах, экструдированных со степенью дефор-
мации 46%, исследовали механические свойства стали
после стандартного отжига и карбидного отпуска. В обо-
их случаях твердость стали снижалась до исходного
252
уровня. Относительное удлинение повысилось На 5—6%
после карбидного отпуска и на 12—14% после отжига
по сравнению с состоянием перед гидроэкструзией. Это
объясняется тем, что структура стали в экструдатах бо-
лее равномерная, чем в исходном состоянии, вследствие
чего при растяжении образцов возрастает величина рав-
номерной деформации. Микроструктуру стали после гид-
роэкструзии исследовали на образцах, закаленных с
1260—1280° С и отпущенных при 680—700° С. Иссле-
дования показали существенное снижение карбидной не-
однородности стали. У заготовок данного диаметра (20—
35 мм) более эффективная проработка структуры дости-
гается при гидроэкструзии стали с большим исходным
карбидным баллом и при большей степени деформации.
После гидроэкструзии образцов из прутка с исход-
ным карбидным баллом 4 (ГОСТ 5952—63) при степени
деформации 26% распределение карбидов изменилось
незначительно, при степени деформации 46% карбидная
неоднородность уменьшилась до 3 баллов, при степени
деформации 55%—до 2 баллов. Дальнейшее уменьше-
ние карбидной неоднородности затруднено. После гидро-
экструзии со степенью деформации 70% карбидная неод-
нородность также соответствовала баллу 2 и только в
поверхностном слое экструдата диаметром 11 мм на глу-
бину до 1,5 мм распределение карбидов соответствовало
баллу 1.
При гидроэкструзии прутков с карбидным баллом
5—6 в исходном состоянии после обжатия со степенью
деформации 55% карбидная неоднородность снизилась
на 3 балла, т. е. до 2—3 баллов.
Очевидно, это связано с особенностями механизма
деформации при наличии в металле твердых включений.
На рис. 98 представлена возможная схема деформации
неоднородного материала, содержащего твердую части-
цу (карбид). Исходный материал при приложении дос-
таточной нагрузки начинает деформироваться. При этом
частица (карбид), так как опа имеет твердость, значи-
тельно превышающую твердость окружающей среды, ос-
тается недеформировапной, и вокруг нее образуется по-
лость.
При дальнейшей деформации частица может разру-
шиться, т. е. происходит дробление карбидов более круп-
ных на более мелкие, которые затем при нагреве под за-
253
калку более равномерно распределяются по объему, тем
самым снижая карбидную неоднородность.
Становится понятным, почему эффективность обра-
ботки снижается при понижении в заготовках карбидно-
Рис. 98. Дробление твердых включений прп гидроэкструзии:
а — исходный материал с твердым включением; б — образование поло-
сти вокруг частицы; в — деформация частицы; а —разрушение частицы
го балла до 2. Это объясняется тем, что в данном случае
карбид ы в твердом растворе находятся в виде более мел-
ких частиц и для их раздробления требуется значитель-
но большая деформация. Дробление этих частиц воз-
можно путем многопереходной гидроэкструзин.
У экструдатов наблюдается более мелкое и равномер-
ное зерно после закалки, а также равномерное распреде-
ление микротвердости по сравнению с образцами из ис-
ходных прутков. Твердость стали остается па одинаковом
уровне, хотя у экструдатов меньший разброс показаний
твердости с тенденцией к верхнему пределу.
В результате испытаний 50 разверток, изготовленных
из экструдированных заготовок, выявилось, что стой-
кость изделий повысилась на G0—70%.
Эффективным средством повышения механических и
эксплуатационных характеристик стальных изделий яв-
ляется гидропрессование с нагревом металла заготовки
в режимах НТМО и ВТМО (подробнее см. с. 220).
3. ТИТАНОВЫЕ СПЛАВЫ [147]
В табл. 30 приводятся механические свойства прутков
сплава ВТ1-1, отпрессованных гидростатическим мето-
дом при комнатной температуре.
Из данных табл. 30 следует, что с увеличением степе-
ни деформации от 10 до 80% вследствие деформацион-
ного наклепа предел прочности повышается, а пластичес-
кие характеристики падают. У прессованного материала
254
Таблица 30
Механические свойства прутков сплава ВТ1-1
Степень дефор- мации е. % кГ/мм? ». % Ч>, % Степень деформа- ции е. % °в’ кГ/мм1 «. % '1>. %
10 50,2 50,1 30,0 30,1 67,5 67,4 70 72,5 72,4 19,6 19,4 53,1 53,0
30 64,0 64,0 19,5 19,6 56,1 56,2
80 79,1 79,0 19,3 19,4 47,5 47,5
50 64,2 64,1 19,3 19,5 56.2 56,2
наблюдается необычно высокое сочетание прочностных
(оп) и пластических (6, ф) характеристик. Так, при сте-
пени деформации е=80% предел прочности составляет
79 кГ1мм2, относительное удлинение 6 = 19%. поперечное
сужение ф=47%. Титан, пагартоваппый обычными ме-
тодами прп сгп=80 кГ/мм2, имеет относительное удлине-
ние 17% и поперечное сужение 30%. При всех степенях
деформации наблюдается исключительная равномерность
в распределении механических свойств по длине прутка.
Гидростатическим прессованием были получены прут-
ки нз титана ВТ1-0 при температурах 500, 650, 750 и
850° С. В табл. 31 приведены механические свойства
таких прутков в горячепрессовапном состоянии и после
термообработки (отжиг 680° С, выдержка 1 ч, охлаж-
дение на воздухе).
Прутки из титана ВТ1 0 при всех температурах
прессования и вытяжках имеют достаточно большую
прочность (ни = 47—56 кГ/мм2 и очень высокие пласти-
ческие характеристики (ф = 55—63%). Механические
свойства прутков сравнительно мало зависят от темпера-
туры гидроэкструзии в интервале 500—850° С. В прут-
ках, отпрессованных при температурах 500 и 650°С,
прочность в горячепрессовапном состоянии примерно на
5 кГ/мм2 выше, чем в термически обработанном состоя-
нии. Пластические характеристики при термической об-
работке изменяются очень мало: удлинение повышается
примерно на 1 3%, а поперечное сужение на. 2—7%.
255
Механические свойства гидростатически
Температура прессования, °C Вытяжка X Диаметр прутка, мм Место расположения образ- ца по сечению прутка Начало прутка
кГ/мм? ь. % ф. %
850 6 30 Середина радиуса Центр Центр1 47,3 47,7 26,4 27,2 56,7 55,2
750 6 30 Середина радиуса Центр Центр1 49,3 49,0 24,8 24,3 59,7 58,5
650 6 30 Середина радиуса Центр Центр1 47,2 46,3 48,0 26,4 30,0 28,2 62,9 61,8 61,0
650 8 30 Середина радиуса Центр Центр1 46,2 47,3 47,0 26,0 30,0 26,8 61,2 59,6 62,4
650 12 30 Середина радиуса Центр Центр1 47,0 48,8 25,2 28,0 59,1 58,3
500 4 30 Середина радиуса Центр Центр1 56,0 56,4 24,4 25,0 62,0 63,5
500 6 30 Середина радиуса Центр Центр1 56,2 56,4 23,5 24,0 62,5 63,0
По АМТУ 368—62 40—55 20,0 50,0
Термически ие обработанные (горячепрессованное состояние) Прутки.
Таблица 31
прессованных прутков сплава ВТ1-0
Середина прутка Конец прутка
°в- кГ/мм? S, % ф. % ан. кГм/сл& кГ/мм* 8. % Ф. %
47,3 25,6 61,5 — 47,5 28,0 58,5
47,7 29,6 60,0 19,5 47,3 28,4 59,5
47,7 30,0 59,1 — — — —
48,5 26,8 59,5 — 47,8 25,2 59,1
48,8 29,2 64,8 19,1 47,6 24,9 58,5
— — — — 47,8 30,0 62,9
47,4 26,0 58,7 — 49,0 24,8 57,7
48,2 28,0 60,4 18,6 49,0 26,0 59,5
46,6 26,2 59,5 —• 46,5 26,0 58,5
47,2 27,2 61,0 20,0 47,4 27,6 60,8
47,0 26,0 58,8 — 47,2 27,2 57,7
48,0 29,2 58,8 18,2 48,0 29,2 58,8
49,2 26,4 58,5 — — — —
56,0 25,2 64,0 56,8 24,5 62,3
56,2 24,5 62,3 18,4 56,5 24,4 61,0
63,8 20,8 46,8 — — — —
56,8 26.0 64,3 .— . 56,5 25,5 62,0
56,0 25 5 62,3 19,5 57,0 24,5 61,5
— — — — 67,6 19,2 45,5
10,0
256
2Б7
Стандартная термическая обработка на механические
свойства прутков, полученных при температурах 750 и
850° С, влияния не оказывает. Это объясняется тем, что
во время прессования прутков при 750 и 850° С процессы
рекристаллизации успевают пройти в них полностью,
а в прутках, отпрессованных при 500—600° С, — только
при термической обработке. Во всех горячепрессованных
Рис. 99. Макро- (а, б) и микроструктура (Х150) (в. г) гидропрессован-
ных прутков титана BT1-0, вытяжка X =6:
а — Тпр -500'С; б —Гпр=850°С; в — Т11р “500’0, без последующей тер-
мообработки; г — Т лр =500° С с последующей термообработкой при
680° С в течение 1 ч охлаждение на воздухе
и термически обработанных прутках отмечается исклю-
чительная однородность механических свойств по их
длине.
Макроструктура прутков титана ВТ1 0, отпрессован-
ного гидростатическим методом при температурах 20,
500 и 650°С (рис. 99, а), при всех вытяжках отличается
высокой однородностью, что является причиной равно-
мерности механических свойств по длине прутков
В прутках, полученных при температурах 750 и 850° С
(рис. 99, б), структура по сечению прутков неоднородна:
в центре — мелкозернистая, а па периферии виден тон-
коволокнистый ободок шириной 3 -5 мм, проходящий
по всей длине прутка.
258
Характерной особенностью прутков, гидростатически
отпрессованных при температурах 20, 500, 650°С, являет-
ся вихревой характер микроструктуры, связанный, по-ви-
димому, с поперечными перемещениями макро- и микро-
объемов металла в процессе прессования (рис. 99, в). На
продольных шлифах видна некоторая ориентация зерен
в направлении деформации. В прутках, полученных при
температурах 750 и 850° С, наблюдается пластинчатая
микроструктура.
Структура прутков, отпрессованных при Температу-
рах 20 и 500° С, деформированная; при 650° С частично
рекристаллизованная; при 750 и 850° С полностью рекри-
сталлизованная.
После стандартной термической обработки в прутках,
отпрессованных при низких температурах, видны мелкие
зерпа, расположенные вдоль волокна, причем вихревой
характер структуры сохраняется (рис. 99, г). Эта рекри-
сталлизационная картина очень сходна с рекристаллиза-
цией in situ (на месте). Пруткам с такой структурой
присуще хорошее сочетание прочностных и пластических
характеристик (табл. 31).
В полученных прутках продольные и поперечные де-
формации распределяются очень равномерно. Продоль-
ные деформации по длине прутка остаются практически
неизменными. По сечепию прутка деформации также из-
меняются незначительно. Более равномерное распределе-
ние деформации при гидростатическом прессовании
по сравнению с обычным прессованием объясняется бо-
лее благоприятными условиями истечения металла. Поэ-
тому неоднородность структуры по сечению прутков, по-
лученных из титана и его сплавов гидростатическим
прессованием при температуре 750—850° С, нельзя объ-
яснить неравномерным распределением действительной
температуры по сечению прутка в момент прессования.
В прутках, отпрессованных при температурах 20, 500
и 650°С, температура прессования ниже температуры
рекристаллизации, поэтому прутки получаются с одно-
родной деформированной структурой. В прутках, полу-
ченных при температурах 750 и 850° С, прессование ве-
дется вблизи температурного интервала начала и конца
рекристаллизации. Неравномерное распределение темпе-
ратур по сечению прутков (из-за захолаживания жид-
костью поверхности прутка) приводит к тому, что темпе-
259
ратура в центре прутка выше температуры рекристалли-
зации, а на поверхности — ниже ее. Поэтому на
периферии прутка получается тонковолокнистая струк-
тура, а в центре — рекристаллизованная.
По данным рентгеноструктурного анализа, в прутках
титана ВТ 1-0, отпрессованных при низких температурах,
отсутствует текстура (рис. 100,а). Отсутствие текстуры
Рис. 100. Рентгенограммы гидростатически прессованных прутков сплава
ВТ1-0, вытяжка при температуре:
а — 500° С; б — 850° С
в прутках, отпрессованных при температурах 20, 500 и
650° С, можно объяснить одновременным перемещением
макро- и микрообъемов металла в продольном и попе-
речном направлениях, вследствие чего ярко выраженной,
преимущественной ориентировки зерен не образуется.
Рентгенограммы, снятые с прутков титана ВТ1-0, от-
прессованных при температурах 750 и 850° С, свидетель-
ствуют о четкой в них текстуре рекристаллизации
(рис. 100, б).
При гидростатическом прессовании при высоких тем
пературах поперечного перемещения металла нет, а про-
дольное перемещение сохраняется, поэтому образуется
четко выраженная ориентировка зерен в направлении
прессования.
Данные микромеханических испытаний па анизотро-
пию механических свойств (табл. 32) в гидростатически
отпрессованных прутках полностью согласуются с ре-
260
зультатами рентгеноструктурного анализа. Так, в прут-
ках, отпрессованных при низких температурах, пол-
ностью отсутствует анизотропия (Лав = 1), а в прутках,
отпрессованных при высоких температурах, имеется ани-
зотропия по пределу прочности, которая несколько уве-
личивается от выходного конца к утяжинному. В прут-
Таблица 32
Микромеханические испытания иа анизотропию свойств
гитроэкструдированного прутка сплава ВТ1-0
Расположение образца кГ.мм'1 Расположение образца ов. кГ/ мм1
Выход, продоль- ный 47,7 49,3 47,7 Середина, речным попе- 52,1 56,4 54,4
Выход, попереч- ный 52,2 51,1 51,0 Утяжиой, ный продоль- 50,9 50.1 49,4
Середина, про- дольный 54,0 52,4 56,2 Утяжной, ный попереч- 54,4 55,7
Примечание. Температура прессования 650° С. Отжиг при 680° С в тече-
ние 1 ч, охлаждение иа воздухе. База измерения образца 6 лен.
ках отпрессованных при 750 и 850° С, прочностные свой-
ства в поперечном направлении несколько выше, чем в
продольном.
4. ЖАРОПРОЧНЫЕ И ТУГОПЛАВКИЕ МЕТАЛЛЫ И СПЛАВЫ
Тугоплавкие металлы и сплавы
В последние годы в Советском Союзе и за рубежом
интенсивно проводят работы по применению высоких
гидростатических давлений для выдавливания тугоплав-
ких и трудподеформируемых сплавов. Большой интерес
к этому новому прогрессивному процессу обработки объ
ясняется гем, что по сравнению с обычным горячим прес-
261
сованием гидроэкструзия тугоплавких металлов и спла-
вов имеет существенные преимущества.
Результаты испытаний гидропрессованного молибде-
нового сплава ВМ1 [110, с. 314—337] показывают, что
при гидростатическом выдавливании существенно повы-
шается прочность сплава. Предел прочности с 80 кГ/мм2
для исходного горячепрессованного состояния повышает-
ся до 125 кГ/мм2 после гидроэкструзии со степенью де-
формации 80%. Относительное удлинение уменьшается
с 26—28 до 10—12%, т. е. остается достаточно высоким
Особенно резко у гидроэкструдированного материала
повышается ударная вязкость. У сплава ВМ1 ударная
вязкость увеличивается в 27,5 раза и составляет 5,5 кГХ
У^м/см2 при степени деформации 80%, в то время какис-
ходный материал имел ударную вязкость 0,2 кГ-м[см2.
Фактически хрупкий исходный материал приобрел ту же
вязкость, как пластичный алюминий.
Предел прочности исходного горячепрессованного мо-
дифицированного сплава ВМ1-АД с 75 кГ/мм2 повыша-
ется до 105 кГ/мм2 после гидроэкструзии со степенью де-
формации 80%. При этом относительное сужение с 32%
для исходного материала после гидростатического прес-
сования повышается до 60%. Относительное удлинение
практически не изменяется и остается на достаточно вы-
соком уровне (20%) [ПО, с. 314—337]. При отжиге
в связи с рекристаллизацией деформированной структу-
ры металла происходит существенное изменение свойств.
Так происходит значительное разупрочнение сплава
ВМ1-АД, но характер этого разупрочнения горячепрес-
сованного и гидроэкструдированного сплавов различный.
У горячепрессованного материала пределы прочности и
текучести непрерывно понижаются с повышением темпе-
ратуры и при температуре отжига 1800°С составляют:
сгЕ = 38 кГ/мм2, От = 30 кПмм2.
Гидропрессованные прутки того же сплава сильно ра-
зупрочняются до температуры 1200° С; в дальнейшем
прочностные характеристики не снижаются почти до
температуры 1800°С и имеют следующие значения: ов —
= 52 кГ/мм2, от~40 кГ/мм2, т. е. выше, чем у горяче-
прессованного материала.
Существенно также то, что при отжиге гидропрессо-
ванные прутки сохраняют высокую пластичность в отли-
чие от горячепрессованных. Так, горячепрессованный
262
сплав ВМ1 после отжига при 1400-1800° С имеет низкие
показатели пластичности:
6=1: 3%, if = 2 :-6%, т. е. практически полностью ох-
рупчивается, в то время как у гидроэкструдированного
сплава после такого же отжига 6=18—22%, if = 20 н-
-ь 30%. т. е. сохранилась достаточная пластичность.
Причем, как отмечалось выше, пластичность монотонно
снижается до температуры отжига 1200° С, а затем на-
блюдается существенное ее повышение, особенно отно-
сительного сужения.
Такой характер зависимости пластических свойств от
температуры отжига объясняется тем, что в модифициро-
ванном сплаве BMI при температурах 1200—1300° С од-
новременно с процессами рекристаллизации протекает
процесс дисперсионного старения. Дисперсионное старе-
ние и сегрегация примесей внедрения к границам зереп
приводят к резкому снижению пластичности сплава [148].
Аналогичным образом ведут себя пластические харак-
теристики модифицированного сплава ВМ1-АД.
Изложенные выше данные свидетельствуют о том,
что гидроэкструзия — эффективное средство повышения
механических свойств молибденовых сплавов в деформи-
рованном и отожженном состояниях. Особенно важен
тот факт, что гидроэкструдированные молибденовые
сплавы сохраняют высокую пластичность после высоко-
температурного отжига.
Значительные качественные изменения в свойствах
молибденовых материалов объясняют различием тонкой
структуры горячепрессованпых и гидропрессованных из-
делий [149]. На рис. 101 показана электронномикроско-
пическая структура исходного (горячепрессованного)
сплава ВМ1. Четко видно беспорядочное расположение
дислокаций в виде петель и сложных сплетений (клуб-
ков), возникших в процессе деформации. Средняя плот-
ность дислокаций составляет порядка 1010 на 1 см2.
Качественно иная картина наблюдается в структуре
прутков, полученных гидропрессованием. На рис. 102 по-
казана электронномикроскопическая структура получен-
ных на просвет тонких пленок сплава ВМ1-АД после гид-
роэкструзии со степенью деформации 75%.
Из анализа приведенных снимков следует, что в гид-
роэкструдированном материале существенно уменьшает-
ся плотность дислокаций, устраняется их хаотическое
263
Рис 101. Электронномикроскопическая структура горячепрессованного спла-
ва ВМ1, X 20 000
Рис. 102. Электронномикроскопическая структура гидроэкструдироваишмо спла-
ва ВМ1-АД, Х=4, Х20 ООО:
а — продольное направление; б — поперечное направление
264
нагромождение. Под воздействием высокого гидростати-
ческого давления основная масса дислокаций выстраива-
ется в стенки, образуя блочную структуру. Образующие-
ся в этих условиях ячейки (блоки) почти свободны от
дислокаций даже при высоких степенях деформации.
Вдоль направления выдавливания ячейки имеют вы-
тянутую форму с ориентацией около некоторого преиму-
щественного направления.
В работе [149] электронографическимн исследова-
ниями установлено, что между соседними ячейками су-
ществует значительная разориентировка (8—12 град.).
При этом обнаружено, что ориентация ячеек, располо-
женных «через одну», совпадает, так что отдельные кри-
сталлы состоят из большого числа блоков с чередующей-
ся ориентацией. Степень разориентировки возрастает
с повышением степени деформации.
При отжиге деформированных материалов происходит
существенная перестройка дислокационной структуры.
Однако этот процесс в гидроэкструдированном и горяче-
прессованном материале протекает принципиально раз-
лично.
11ри отжиге гидроэкструдированного металла нерав-
ноосные вытянутые ячейки разбиваются па более равно-
осные блоки. В результате происходящей перестройки
дислокационной структуры образуется исклочительно
топкая сильно разориентированная ячеистая (блочная)
структура.
При отжиге горячепрессовапного материала наблю-
дается качественно иная картина: резко снижается плот-
ность дислокаций, они выстраиваются в стенки. Однако
характерной для гидроэкструдированпых материалов
топкой ячеистой структуры не наблюдается. В этом со-
стоит принципиальное различие структур гидроэкструди-
рованного и горячепрессованпого молибдена после высо-
котемпературного отжига.
Таким образом, электропномикроскопические иссле-
дования позволили не только установить некоторые де-
тали тонкой структуры молибдена, но и вскрыть качест-
венные различия в структурах гидроэкструдированпых
и горячепрессованпых материалов в деформированном
и отожженном состояниях. Данные представляют значи-
тельный интерес для понимания механизма явлений и
процессов, происходящих в металлах при деформации
17—73!)
265
в условиях высокого давления, они позволяют обеспечить
указанное выше упрочняющее и пластифицирующее
воздействие гидростатического высокого давления.
Так, на примере отожженного металлокерамического
молибдена было установлено, что при структуре 100 зе-
рен1мм2 при комнатной температуре относительное су-
жение молибдена ф=6—8%; при500зерен/лл2 в техже
условиях испытания ф=65 68% и температура хладно-
ломкости снижается с 50--200°С до (—10) н- (—50°С)
[150, 151].
Особый интерес представляет следующая группа ту-
гоплавких металлов: тантал, пиобий, вольфрам и хром.
Поскольку у этих металлов объемноцеитрированиая ку-
бическая решетка, их механические свойства имеют ряд
особенностей, характерных для всех металлов с такой
структурой. Одна из этих особенностей заключается в по-
тере ими пластичности в узком интервале температур.
Температура перехода вязкого разрушения в хрупкое
равна у тантала —196° С, ниобия — 200° С, у вольфрама
+300° С и хрома +350° С. Температура перехода данно-
го металла из пластического состояния в хрупкое сущест-
венно зависит от примесей и характера напряженного
состояния [152].
Температура перехода из пластического состояния в
хрупкое понижается на 100—200° С после обработки ме-
таллов давлением при температуре несколько ниже тем-
пературы рекристаллизации.
Это обстоятельство связано с тем, что металл приоб-
ретает волокнистую структуру с благоприятным распо-
ложением выделений примесей. Пластичность металлов
при низких температурах повышается также после холод-
ной деформации при температуре несколько выше темпе-
ратуры перехода. Так, хром и вольфрам, имеют высокую
температуру перехода, поэтому наиболее желательна для
них горячая деформация, при комнатной температуре
они имеют низкую пластичность (б «2%)- Ванадий, пио-
бий и тантал отличаются высокой пластичностью при
комнатной температуре.
В технической литературе данных по гидропрессова-
пию рассматриваемых металлов мало. В табл. 33 приве-
дены некоторые данные по холодному гидропрессованию
тугоплавких металлов [51]
Деформация пластичны тантала и ниобия, как
266
л ожидалось, не вызвала затруднен»». В результате был»
получены качественные прутки.
Выдавливание заготовок из вольфрама и хрома при-
водило к получению изделий с развитой сеткой трещин.
Это объясняется тем, что, несмотря на значительное гид-
ростатическое давление, доминирующим фактором была
высокая температура перехода хрупкого разрушения в
пластическое. В связи с этим перспективным может быть
гидропрессование с противодавлением или горячее гид-
ропрессование при температурах выше температуры пе-
рехода хрупкого разрушения в пластическое.
Сплавы на никелевой основе
Обычно высокотемпературные сплавы на никелевой
основе применяют для работы в пределах температур
480—980° С. Высокотемпературная прочность сплавов
достигается за счет сложных легирующих добавок на-
ряду с соответствующей термообработкой.
Таблица 33
(.соистца прессованных прутков некоторых тугоплавких металлов
Металл Твердость заго= товки //V, кГ/мм1 Опробованные вытяжки Твердость прут- ка HV, кГ/мм2
Тантал 78—120 2 и 4 127—183
Ниобий . . 112 2—6 176—181
Вольфрам. 440 1,2—2 450—480
Хром . . . . 174 3 и 4* —
Ванадий 270 2 и 4 230—248
Прутки неудовлетворительного качества.
В работе [141] проведено исследование холодного
выдавливания четырех жаропрочных сплавов па нике-
левой основе: Инконель 718, Репе 41, Удимет 630 и Иико
713 LC (состав см. в табл. 21).
Как показано в табл. 34, прочность материалов су-
щественно увеличивается в результате только холодного
гидропрессования со степенью деформации порядка
50%. Возрастание предела текучести и предела прочно-
сти во многом зависит от марки материала и режима об-
17'
267
работки. Например, у сплава Рене 41 предел текучести
возрастает более чем в 2 раза, а предел прочности —
в 1,5 раза. Как и следовало ожидать, при степени обжа-
тия литого сплава Инконель 718 порядка 15% вместо
50% имеет место гораздо меньшее увеличение предела
текучести и предела прочности.
Влияние повторного начального старения после вы-
давливания у различных материалов не одинаково.
У сплавов Рене 41 и Инконель 718 было достигнуто
дополнительное увеличение прочности, а у сплава
Удимет 630 наблюдалось незначительное уменьшение
прочности. Однако это подтверждает тот факт, что раз-
рушение, имеющее место без участка текучести, наступа-
ет в результате уменьшения пластичности после старе-
ния. Интересно отметить, что у сплава Инконель 718 бы-
ла получена наибольшая величина прочности в резуль-
тате выдавливания перед окончательным старением —
порядка 210 кГ1мм2 по сравнению с начальным пределом
текучести, равным 107,38 кГ/мм2 (табл. 34).
Увеличение прочности материалов благодаря одному
лишь выдавливанию явилось в основном результатом на-
гартовки. Последующее увеличение прочности, которое
наблюдалось у сплавов Репе 41 и Инконель 718 после
старения, было результатом дальнейшего выделения уп-
рочняющей фазы (у'). Холодная пластическая деформа-
ция может благоприятно влиять па кинетику выделения
или же видоизменять растворимость у'-фазы в матрице
никеля.
Из данных табл. 34 видно, что в результате только
холодного обжатия и при последующем старении имеет
место значительная разница в пластичности материалов.
Сплав Удимет 630 после холодной обработки полностью
теряет свою пластичность. По-видимому, после после-
дующего старения этот сплав становится еще более хруп-
ким. У сплавов Репе 41 и Инконель 718 после 50%-ной
холодной обработки еще сохраняется незначительная
пластичность. Однако, несмотря на то что после после-
дующего старения предел прочности обоих сплавов уве-
личивается, сплав Рене 41 теряе г всю оставшуюся пла-
стичность, тогда как пластичность сплава Инконель 718
незначительно увеличивается. При 15% ном обжатии на-
блюдалось незначительное уменьшение пластичности
сплава Инконель 718 по сравнению с 50%-ным обжати-
268
Таблица 34
Величины давления при гидропрессовапии и механические
свойства прутков жаропрочных сплавов [141]; 2'пр=2и°С
Состояние заготовки Начальное ; давление при выдавливании, кГ/мм1 Предел те- кучести <гт, кГ/мм1 Предел проч- ности, ав, кГ/лои’ Удлинение 6. % Относитель- ное сужение И>, % Твердость по Роквеллу, HRC
Кованый сплав Удимет 630 1. Нормализация 4 ч при 124,32 142,7 8 10 44
1025° С, охлаждение па воздухе+старение 16 ч при 760° С, ох- лаждение на возду- хе+старение 10 ч при 650° С, охлаждение на воздухе 2. Обработка такая же, 166,6 188,16 188,16 0 0 47
что в п. 1+50%-ное холодное гидропрессо- вание 3. Нормализация 4 ч при 168,0 136,85 136,85 0 0 54
1025° С, охлаждение ма воздухе+старение 16 ч при 760° С, ох- лаждение на возду- хе+50%-ное холодное обжатие+стар°ние 10 ч при 650° С, ох- лаждение на воздухе Кованый сплав Рене 41 1. Нормализация 4 ч при 93,66 135,24 7 12 37
1080°, охлаждение на воздухе+старение 16 ч при 760° С, ох- лаждение на воздухе 2. Обработка та же, что 177,8 170,1 203,7 3 11 50
в п. 1+50 %-ное хо- лодное гидропрессова- ние 3. Обработка такая же, что в п. 1 и 2+старе- ние 16 ч при 760° С 181,3 196,0 196,0 0 0 56

269
П родолжснис табл. 34
Состояние заготовки Начальное давление при выдавливании, кГ/мм2 Предел те- кучести ат, кГ/мм2 Предел проч- ности <тв, кГ.'мм2 Удлинение б, % Относитель- ное сужение 4’, % Твердость по Роквеллу, HRC
Кованый сплав Инконель 718 1. Нормализация 4 ч при 107,38 138,95 20 20 40
980° С, охлаждение на воздухе+старепие 8 ч при 720' С, охлажде- ние вместе с печьк>+ -Ьстарение 8 ч при 620° С, охлаждение на воздухе 2. Обработка такая же, 163,1 182,7 197,4 2 7 49
что в п. 1 + 50%-ное холодное гидропрсссо- вапие 3. Обработка такая же, 150,5 197,1 200,9 3 10 51
что в п. 1 и 2+старе- пие 8 ч при 620° С 4. Обработка такая же, 54,6 153,3 160,3 4 16 46
что в п. 1 + 15%-ное хо- лодное обжатие+ста- рение 8 ч при 620r С, охлаждение на возду- хе 5. Нормализация 4 ч при 163,8 210,0 212,8 2 5 53
980° С, охлаждение на воздухе+старепие 8 ч при 720° С, охлажде- ние с печыо + 50%-ное холодное гидропрессо- вапие+старение 8 ч при 620° С, охлажде- ние на воздухе Литой сплав Инко 713 LC 1. В состоянии после 78,12 97,3 14 15 34
лнтья 2. Состояние после 176,4 95,55 104,3 18 71 36
литья+50%-пое хо- лодное гидропрессова- пие
270
ем, которое явилось проявлением несколько меньшего
увеличения прочности.
Данные по сплаву Мико 713 LC (табл. 34) совершен-
но ясно показывают, что пластичность литых сплавов мо-
жет быть повышена за счет гидростатического выдавли-
вания. Помимо увеличения прочности до 104 кГ!мм2, после
гидростатического выдавливания значительно увеличи-
вается пластичность (относительное сужение) —с 15 до
70%. Еще больший интерес представляют результаты ис-
пытаний жаропрочных сплавов на длительную прочность
при повышенных температурах. Нулевой уровень пла-
стичности, имеющий место после холодного гидропрессо-
вания и полной термической обработки, совершенно не-
допустим для материала, из которого изготовляют лопат-
ки газовых турбин, работающие в исключительно тяже-
лых условиях. Ниже показано существенное преимуще-
ство горячего гидропрессовапия жаропрочных сплавов
перед холодным.
Влияние холодного обжатия и различных температур
последующего старения на механические свойства мате-
риала при температуре 650° С показано в табл. 35. Ско-
рость деформации при растяжении была та же, что и при
испытаниях при комнатной температуре. Материалы под-
вергали 50 %-ному обжатию при холодном гидропрессо-
вании перед окончательным старением в течение 8 ч при
указанных в табл. 35 температурах.
Как видно из табл. 35, холодное обжатие с последую-
щим старением в значительной степени повышает преде-
лы прочности и текучести при температуре 65О°С при
кратковременных испытаниях. Однако нельзя ожидать
такого улучшения свойств при длительных испытаниях.
Как отмечалось выше, наряду с холодным гидропрес-
совапием жаропрочных сплавов может быть осуществле-
но горячее гидропрессовапие.
Макроструктуру изучали в продольном и поперечном
направлениях в горячепрессоваппом и термообработан-
пом состояниях при различных степенях деформации
металла. После гидростатического прессования металл
имеет плотную равномерную структуру, причем уже при
небольших степенях деформации наблюдается хорошая
проработка металла. В продольном и поперечном направ-
лениях после термообработки отсутствуют какие-либо
огрубления структуры (рис. 103, о).
271
Таблица 35
Механические свойства сплава Инкопель 718 при 650° С
после холодного гидропрессования и термообработки ___
Состояние сплава Температура старения после выдавливания1 Предел теку- чести <тт, кГ/мм'1 Предел проч- ности <тв, кГ/м>& Удлинение б. % Относитель- ное сужение, %
Не подвергался Термообработка 92,5 109,2 12 15
холодному обжа- по стандартному
тию режиму
50 %-ное холодное обжатие 510° С 105,49 127,4 19 19
То же 565° С 110,6 135,8 15 19
» » 620° С 113,4 129,5 15 20
» » 675° С 117,6 130,9 14 21
1 Выдержка прн температуре старения 8 ч, охлаждение на воздухе.
Рис. 103. Макроструктура сплава ЖС6-КП:
а — после горячего гидропрессования, Х“3, 7^ = 1100° С; б —после горячей
прокатки
При изучении макроструктуры горячекатаного прут
ка были выявлены огрубления структуры на периферии.
Это связано с многократными нагревами и небольшими
повторными обжатиями металла, свойственными процес-
су прокатки сплава ЖС6-КП. Структура чрезвычайно не-
равномерна, что объясняет разброс свойств катаных
прутков сплава ЖС6-К.П (рис. 103,6).
В табл. 36 приведены результаты механических испы
тапий гидростатически прессованных и горячекатаных
272
прутков сплава ЖС6-КП. Температура деформации ме-
талла 1150° С.
Анализ данных табл. 36 показывает, что механичес-
кие свойства гидростатически прессованных прутков при
Таблица 36
Результаты механических испытаний гидропрессовапных
и горячекатаных прутков сплава ЖС6-КП
Вытяжка Температура испытаний, ®С Продолжитель- ность испытаний, ч Напряжение в образце, кГ/мм*
Гидропрессованные и термообработанные прутки
4 900 180 27
4 900 170 27
2 900 160 27
2 900 150 27
6 900 180 27
6 900 160 27
ТУ 900 100 27
Горячекатаные и термообработанные прутки
6 900 170 1 27
6 900 140 27
6 900 ПО 27
6 900 180 27
6 900 120 27
6 900 160 27
температуре 900° С при кратковременных и длительных
испытаниях значительно превышают требования ТУ. Со-
поставление механических свойств горячекатаных и гид-
ростатически прессованных прутков сплава ЖС6-КП по-
казывает, что средний уровень свойств и в том и в другом
случае одинаков. Однако при гидростатическом прессо-
вании свойства прутков более стабильны, причем удар-
ная вязкость гидростатически прессованных прутков поч-
ти вдвое больше горячекатаных. Интересно отметить,
что значительное повышение ударной вязкости наблюда-
ли и у других металлов, прошедших гидростатическое
прессование,
273
Исключительный интерес представляют испытания
прутков сплава ЖС6-КП, полученных горячим гидропрес-
сованием квазижидкими средами, па сверхпластич-
пость *.
Упрощенно сверхпластичным можно назвать такое
состояние металла, при котором необычно малые папря
жепия вызывают необычно высокие деформации. Сущест-
вует несколько способов приведения металла в сверхпла-
стичпое состояние.
Один из них основан па деформировании металла с
весьма низкой скоростью деформации (10—4—Ю_5 сек-1)
в температурном интервале фазового превращения, Так,
при испытаниях на растяжение стали ШХ15 при темпе-
ратуре фазовых превращений удалось достигнуть не-
обычно высокого для этой стали относительного удли-
нения, равного 132,8% [153]
Второй способ — формирование в металле плотной
мелкозернистой равномерной структуры. При этом сверх-
высокие удлинения получены также при низких скоро-
стях деформации, сопоставимых со скоростью диффузи-
онных процессов, причем основная деформация дости-
гается путем межзерепных перемещении, само же зерно
остается малодеформировапным.
И, наконец, выше уже указывалось о способе приве-
дения металлов в сверхпластичпое состояние с помощью
сверхвысоких давлений, временно разрушающих кри-
сталлическую структуру металла. Этот способ имеет су-
щественные недостатки. Давления, при которых насту-
пает разрушение кристаллической решетки в металлах,
чрезвычайно высоки—-сотни тысяч атмосфер. Подобные
давления были получены в настоящее время только в ла-
бораторных условиях в образцах металлов небольших
объемов. Второй недостаток — трудность фиксирования
момента разрушения решетки, а также весьма узкий ин-
тервал времени после снятия давления, в течение кото-
рого восстанавливается решетка. Эти недостатки созда-
ют исключительные трудности для промышленного при-
менения способа.
Наиболее перспективным представляется второй спо-
соб, основанный па формировании определенной струк-
туры в металле. Отмеченное выше улучшение структуры
1 Испытания проведены под руководством Я- М. Охрименко и
О. М. Смирнова.
271
металла, подвергнутого гидропрессоваппю, позволяет
рассматривать этот процесс как исключительно перспек-
тивный способ приведения металла в сверхпластичпое со-
стояние.
Сочетание мелкодисперсной структуры, подготовлен-
ной горячей гидроэкструзпей сплава ЖС6-КП, и опти-
мального температурно-скоростного режима последую-
щей обработки позволило получить необычные для этого
сплава удлинения 320—420% (рис 104).
Рис. 104. Разрывные образцы сплава ЖС6-КП:
а —исходный образец; б —обычное испытание горячекатаного прутка, 6 = 19%;
в — испытание в условиях сверхпластичности, 6 =320% (образец не доведен до
разрушения); г — то же, 6=420% (образец доведен до разрушения)
275
Деформирование металлов в сверхпластичпом состоя-
нии — один из перспективных и эффективных методов
обработки металлов давлением. При общем снижении
энергозатрат возможно изготовление деталей и даже уз-
лов сложнейшего профиля за один ход машины [29, с. 7].
Глава VI
ПЕРСПЕКТИВЫ РАЗВИТИЯ
ТЕХНОЛОГИИ ГИДРОПРЕССОВАИИЯ
Проведенные исследования гидропрессования боль-
шой группы сплавов в широком диапазоне температур,
скоростей и степеней деформации па лабораторном
и промышленном оборудовании позволяют дать объектив-
ные рекомендации по внедрению процессов в промыш-
ленность и наметить перспективы развития технологии
гидропрессоваиия.
Можно обоснованно считать, что в настоящее время
наиболее быстро и эффективно будут внедряться в про-
мышленность процессы гидропрессования с нагревом ме-
талла заготовки, особенно с применением квазижидких
сред. Этому способствует простота конструкции устано-
вок, возможность полной автоматизации процесса и при-
менения серийной оснастки и оборудования.
При определении температурных условий гидропрес-
сования необходимо исходить из требований, предъяв-
ляемых к свойствам и качеству прессизделий. Холодное
гидростатическое прессование термически неупрочняе-
мых алюминиевых сплавов АД1, АМц, АМгб и др. позво-
ляет получать прессизделия, обработанные с большими
степенями деформации при относительно невысоких дав-
лениях. При этом достигается максимальное упрочнение,
большее, чем при обычном холодном прессовании. Отсю-
да следует, что для промышленного внедрения можно
рекомендовать холодное гидростатическое прессова-
ние термически неупрочпяемых алюминиевых сплавов с
целью получения прессизделий с повышенными прочно-
стными характеристиками и высоким качеством поверх-
ности.
Применение процессов холодного гидропрессоваиия
для термически упрочняемых алюминиевых сплавов, на-
пример сплавов АД31 и Д16, нецелесообразно, так как
276
при значительном возрастании давлений не обеспечива-
ются максимальные прочностные свойства после термо-
обработки. Процессы горячего гидропрессоваиия указан
лой группы сплавов позволяют получать прессизделия
с максимальной прочностью после термообработки.
Основное преимущество горячего гидростатического
прессования термически упрочняемых алюминиевых
сплавов по сравнению с обычным горячим прессовали
ем — высокая равномерность механических свойств в
продольном и поперечном направлениях прессизделий.
Это находится в полном соответствии с плотной и равно-
мерной структурой, лишенной каких-либо огрублений
(крупнокристаллический ободок в термообработанном
состоянии). Важным преимуществом процесса гидро-
прессовапия является отсутствие анизотропии свойств
в продольных и поперечных образцах, а также повышен-
ные значения ударной вязкости.
Поэтому промышленное внедрение процессов горя-
чего гидропрессоваиия термически упрочняемых алюми-
ниевых сплавов будет рентабельно лишь при производ-
стве прессизделий, в которых по условиям их эксплуата-
ции требуется исключительно высокая равномерность
распределения механических свойств по длине и сечению,
отсутствие анизотропии свойств поперечных и продоль-
ных образцов и повышенная ударная вязкость при удов-
летворительном качестве поверхности. Примером может
служить производство пруткового полуфабриката для
дальнейшей штамповки лопаток компрессора авиадви-
гателя.
Область рентабельного использования в промышлен-
ности процессов гидропрессоваиия титановых сплавов
значительно шире, чем алюминиевых. Более того, на осно-
ве настоящих исследований можно сделать вывод, что
целесообразно внедрять в промышленность процессы гид-
ропрессования при производстве прессизделий из любых
титановых сплавов. Иными словами, при производстве
прессовых полуфабрикатов титановых сплавов процессы
гидропрсссования с нагревом должны вытеснить обычное
прессование со смазкой. Это объясняется существенны-
ми преимуществами процесса гидропрессоваиия титано-
вых сплавов. Не требуется нагрева заготовки до высоких
температур, что снижает окисление металла, насыщение
его газами и позволяет исключить ступенчатый нагрев и
277
мероприятия по безокислителыюму нагреву. Для прессо-
вания можно применять заготовки больших размеров
и диаметров. Прессизделия имеют высокий комплекс
прочностных и пластических свойств при отличном каче-
стве поверхности прессизделий.
Освоение промышленностью процессов гидростати-
ческого прессования прутковых полуфабрикатов сплава
ЖС6-КП— вопрос исключительной технико-экономичес-
кой важности. Получить качественный пруток данного
сплава обычными методами прессования невозможно.
Методом прокатки в настоящий момент получают прутки
низкого качества (требуется удаление поверхностного
слоя толщиной 5 мм на сторону) с минимальным диа-
метром 55 мм, хотя промышленность остро нуждается
в прутках диаметром 40, 20 и 10 мм.
Технология гидростатического прессования жаропроч-
ных сплавов имеет следующие основные преимущества:
возможность получения прутка любого требуемого
диаметра за один проход, минимальная последующая ме-
ханическая обработка, минимальное количество техноло-
гических отходов металла (высокий коэффициент исполь-
зования металла — КИМ), высокая стойкость прессово-
го инструмента, хорошее сочетание прочностных и пла-
стических свойств металла в термоибработаппом состоя-
нии, увеличение вдвое показателя ударной вязкости —
наиболее важной характеристики для металла, из кото-
рого изготовляют лопатки газовых турбин.
Ниже приведен расчет экономического эффекта внед-
рения процесса горячего гидропрессования квазижидки-
ми средами прутковых заготовок сплава ЖС6-КП, полу-
чаемого только за счет экономии дорогостоящего ме-
талла.
По существующей технологии заготовку под штампов-
ку лопатки диаметром 21 мм и длиною 62 мм получают
токарной обработкой горячекатаного прутка диаметром
40 мм, который поставляют на завод в ободранном
и шлифованном состоянии стоимостью за 1 т.
Суммарный коэффициент использования металла
(без учета потерь поставщика) составляет 0,08. Таким
образом, стоимость металла, необходимого дтя изготов-
ления одной тонны лопаток, составляет
С Ul
м‘ ким^
278
По повой технологии для получения прутковой заго-
товки под штамповку лопатки использовали горячеката-
ный пруток диаметром 60 мм и стоимостью Z/2 за I т
Пруток резали на заготовки длиной 60 мм, на абра-
зивном круге зачищали видимые дефекты и подвергали
горячему гидропрессованию по технологии, описанной
в гл. IV (см. стр. 239). После гидропрессования получа-
ли пруток диаметром 21,6 мм высокого качества. Его
подвергали пескоструйной обработке, шлифовке, ультра-
звуковому контролю и резке на мерные заготовки дли-
ной 60 мм.
Коэффициент использования металла при изготовле-
нии лопаток по новой технологии возрастает и при усло-
вии равенства прочих потерь металла составляет
КИМ., = КИМс— = 0,08-3,43 = 0,274.
2 1 21,62
Стоимость металла, необходимого для изготовления
1 т изделий, определяется из соотношения
С Ц~
кимг'
Экономический эффект составляет около 500 000 руб.
на 1 т изделий.
Экономический эффект от внедрения повой техноло-
гии значительно возрастает при гидропрессовапии прут-
кового полуфабриката конечных размеров из литой за-
готовки.
Исходя из приведенного ориентировочного экономи-
ческого анализа и учитывая, что при переходе па новую
технологию почти не требуются капитальные затраты,
напрашивается вывод о необходимости скорейшего и са-
мого широкого внедрения в промышленность технологии
горячего гидропрессования жаропрочных и труднодефор-
мируемых сплавов квазижидкими средами.
Новая технология позволяет также получать из этих
сплавов изделия, которые раньше получали только ме-
ханической обработкой — сложные профили различного
сечения, трубы, периодический профиль, проволоку.
Экономически целесообразно в ряде случаев сочетать
гидропрессовапие с другими прогрессивными видами
обработки давлением. Весьма перспективным является,
например, способ получения проволоки из тугоплавких
27°
металлов и сплавов (вольфрам, молибден и др.) много-
кратным волочением гидроэкструдированного прутка.
В настоящее время разрабатывается способ получе-
ния проволоки из особо труднодеформируемых и хруп-
ких металлов и сплавов, включающий предварительную
горячую гидроэкструзию слитка и последующую прокат-
ку в многовалковых калибрах до требуемого размера.
Предварительное горячее гидропрессование формиру-
Рис. 105. Схема гидропрессоваиия газовой турбины в условиях сверх
пластичности:
1— плунжер-полуштамп; 2—-установка гидромеханического прессова-
ния; 3 —заготовка; 4 — рабочая жидкость; 5 —отверстия для отвода
жидкости из ручья матрицы; 6 — держатель матрицы; 7 — кольцо;
8 — кольцевая матрица; 9— рабочая среда противодавления; 10 — каме-
ра противодавления; 11— компенсационная полость; 12—лопатки тур-
бины; 13 — диск турбины
ет в металле плотную равномерную мелкозернистую
структуру, которая значительно увеличивает деформа-
ционную способность материала. При прокатке в много-
валковых калибрах также действует благоприятная схе-
ма напряженно-деформированного состояния, аналогич-
ная прессованию.
Применение многовалковых калибров позволяет по-
лучить значительные вытяжки за проход (Z —1,54-4,0).
повысить качество поверхности, улучшить макро- и мик-
роструктуру изделий.
280
Например, литую заготовку сплава ЖС6-КП диа-
метром 90 мм и длиной 120 мм горячей гидроэкструзией
по прямой (бескомпрессорной) схеме деформируют на
пруток диаметром 30 мм. Полученный пруток нагревают
до температуры горячей деформации 1100—1150° С. За-
тем ведут непрерывную прокатку в приводных трехвал-
ковых калибрах за три перехода: с диаметра 30 мм на
диаметр 15 мм, с диаметра 15 мм на диаметр 8 мм, с
диаметра 8 мм на диаметр 4 мм. В результате получают
высококачественную проволоку сплава ЖС6-КП диа-
метром 4 мм.
Дальнейшего совершенствования требует технология
обработки давлением гидропрессоваиных полуфабрика-
тов в состоянии сверхпластичности. Преимущества этого
метода можно достаточно ярко проиллюстрировать на
примере разрабатываемой технологии получения готовой
турбины из заготовки за один ход пресса (рис. 105).
Заготовкой служит полуфабрикат жаропрочного
сплава, полученный горячим гидропрессованием со сте-
пенью деформации не менее 50%. Цель такой предвари-
тельной деформации — сформировать определенное
структурное состояние в металле, создающее предпосыл-
ки для проявления эффекта сверхпластичпости при даль-
нейшей обработке.
Подготовленную таким образом заготовку 3 помеща-
ют в установку гидромеханического прессования 2
(принцип работы подробно описан в гл. II, стр. 78) и
уплотняют по месту контакта с нижним полуштампом-
матрицей. Температурно-скоростной режим деформации
выбирают таким, чтобы в течение всего цикла прессова-
ния металл заготовки находился в сверхпластичном со-
стоянии, при этом рабочая жидкость и установка долж-
ны обеспечивать изотермические условия прессования.
Весь цикл прессования делится па несколько этапов.
На первом этапе происходит гидромеханическое (с тор-
цовым усилением) выдавливание металла заготовки
через отверстие в матрице и формирование вала турби-
ны (рис. 105, а). Процесс па этом этапе протекает с по-
стоянным возрастанием противодавления, так как вы-
давливание происходит в замкнутую полость 10, запол-
ненную жидкостью.
При определенном давлении жидкости в приемной
камере процесс истечения металла прекращается и на-
18-739
281
чинается второй этап обработки. За счет изменения со-
отношения бокового и торцового давления происходит
осадка заготовки. Металл заполняет полость верх-
него и нижнего полуштампов, формируя тело диска тур-
бины.
На третьем этапе под действием нарастающего тор-
цового давления начинается процесс бокового истечения
металла в кольцевую матрицу 8, собранную из отдель-
ных элементов и бапдажироваппую кольцом 7. Этап
заканчивается окончательным формированием всех ло-
паток турбин и калибровкой размеров диска, при этом
избыток металла может вытекать через отверстие в при-
емной камере 11.
По окончании процесса полученное изделие извлека-
ют из установки вместе с матричным узлом и освобож-
дают от инструмента В это время устанавливают новый
матричный узел и процесс прессования повторяют.
При этом способе становится экономически целесо-
образным исключительно медленный процесс обработки
давлением в состоянии сверхпластичпости, так как рез-
ко снижается общая трудоемкость изготовления узла и
сокращается парк требуемого оборудования, коэффи-
циент использования металла приближается к единице.
Кроме того, в изделии формируется структура с непре-
рывным волокном наиболее благоприятной ориентации
(в направлении максимальных рабочих напряжений,
действующих в условиях эксплуатации).
С уверенностью можно сказать, что описанная тех-
нология явится наиболее перспективным направлением
развития обработки металлов давлением и получит в не-
далеком будущем широкое распространение па метал-
лургических и машиностроительных заводах.
В последнее время в технике все шире применяют
новые материалы — гранулированные, порошковые спе-
ченные, материалы, армированные высокопрочными во-
локнами, многослойные (биметаллы, триметаллы и пр.).
Новые материалы обладают повышенным комплек-
сом физических, механических и специальных свойств,
поэтому при изготовлении ряда изделий ответственного
назначения они успешно конкурируют с обычными ме-
таллами и сплавами.
Основная операция при получении изделий из новых
материалов — обработка давлением. Она вызывает опре-
282
Деленные трудности; технология, как правило, сложна
и громоздка, очень низок выход годного.
Например, при изготовлении прутков из гранули-
рованных алюминиевых сплавов гранулы, подготовлен-
ные соответствующим образом, засыпают в алюминие-
вый стакан и нагревают до температуры горячего прес-
сования. Затем производят операцию брикетирования,
осаживая пакет в глухом контейнере на гидропрессе.
Применение смазки не допускается, так как при наличии
ее ухудшится схватывание гранул. Высокий уровень сил
контактного трения приводит к формированию брикета
с ярко выраженной неравномерностью плотности по се-
чению. Полученные брикеты подвергают горячему прес-
сованию [154].
Описанная технология, помимо громоздкости, имеет
и другие существенные недостатки, связанные с низким
качеством получаемых прессизделий.
Недостатки, свойственные обычному процессу прессо-
вания (высокий уровень сил контактного трепия, нерав-
номерность распределения деформации и др.), особенно
отрицательно сказываются на качестве изделий, получа-
емых из гранулированных материалов.
Можно ожидать, что применение процессов гидро-
прессования гранулированных материалов существенно
упростит технологию и повысит качество получаемых
изделий.
По предлагаемой технологии пакет с гранулами под-
вергают вакуумированию и герметизации. Затем его на-
гревают до температуры горячей деформации и поме-
щают в рабочий контейнер гидропрессовой установки,
обеспечивающей прессование с противодавлением. Про-
цесс брикетирования и выдавливания изделия ведут не-
прерывно за один ход пресса, для чего вначале одновре-
менно повышают давление в рабочем контейнере и при-
емной камере противодавления. При давлении,
обеспечивающем качественное схватывание гранул, про-
изводят выдержку. При этом протекает процесс гидро-
статического спрессования гранул — брикетирование.
Благодаря действию схемы всестороннего равномер-
ного сжатия и отсутствию сил контактного трения фор-
мируется брикет с высоким качеством схватывания
гранул и исключительной равномерностью распределе-
ния плотности по объему. По окончании выдержки по-
18*
283
вышают давление в рабочем контейнере (или понижают
давление в приемной камере), благодаря чему происхо-
дит истечение металла через отверстие в матрице. В ре-
зультате получают высококачественные изделия из
гранулированных материалов. Предварительные экспе-
рименты показывают, что за счет рационального леги-
рования и использования вышеописанной технологии по-
лучения гранулированных полуфабрикатов можно повы-
сить прочность алюминиевых сплавов в термически
обработанном состоянии до 85—95 кГ/мм2.
Как известно, эффект упрочнения и улучшения струк-
туры при производстве гранул достигается за счет вы-
сокой скорости охлаждения малых объемов металла,
которую невозможно создать при охлаждении слитков.
При этом формируется плотная равномерная мелкозер-
нистая структура, кривые переменной растворимости на
диаграмме состояния смешаются в сторону увеличения
предельной концентрации легирующих элементов, по-
давляются процессы ликвации, что приводит к высо-
кой равномерности распределения легирующих элемен
тов и примесей.
Существенный недостаток технологии изготовления
полуфабрикатов из гранулированных материалов — не-
обходимость и сложность последующей сварки отдель-
ных частиц в монолит. При этом необходимо учитывать,
что при любом способе невозможно достигнуть полного
схватывания всех частиц, т. е. в изделиях, изготовленных
из гранул, всегда находятся дефекты в виде расслоений
и пор. В прессованных полуфабрикатах этот дефект про-
является в виде значительной шиферности излома про-
дольных образцов и резкого падения свойств поперечных
образцов.
На основании приведенного анализа можно сделать
и другой важный вывод, что технология производства из-
делий из гранулированных материалов не исчерпывает
полностью возможностей улучшения свойств металлов
и сплавов за счет высоких скоростей кристаллизации.
Очевидно, предельные свойства будут иметь изделия,
полученные из монолитного слитка, скорость кристалли-
зации которого была столь же высока, как и гранул при
попадании их в воду.
Однако создать в реальных условиях подобные ско-
рости кристаллизации в металле значительного сечения
284
за счет интенсивного теплоотвода невозможно, кроме
того, неизбежна неравномерность охлаждения перифе-
рийных и центральных слоев
Агрегатное состояние вещества зависит не только от
температуры, но и от давления. Зависимость температу-
ры плавления от давления описывается уравнением
Клайперопа — К-пазнуса:
dp г пл
где рж и ртв — плотности жидкой и твердой фаз;
гПл — удельная теплота плавления.
Как правило, аж>атв, и поскольку гПл>0> т0
dTn„ /dpZ>0, т. е. с увеличением давления температура
плавления возрастает. Решение уравнения (138) позво-
ляет выразить эту зависимость, принимая рж, ртв и гпл
постоянными:
(р_|,
(ТПл)р = (Тпл)ое '"л . (139)
Повышение давления приводит к сближению атомов
вещества, снижению их подвижности и при достижении
критического давления происходит затвердевание жид-
кости. Металл перейдет в твердое состояние при посто-
янной температуре во всех точках, в которых давление
превысит критическое значение, т. е. практически про-
изойдет одновременное затвердевание металла во всем
объеме, при этом возможна чрезвычайно высокая ско-
рость кристаллизации.
Если при постоянном закритическом давлении произ-
вести охлаждение системы ниже Тпл, то можно получить
слиток или готовое изделие при нормальных условиях со
структурным состоянием, отвечающим высокой скорости
кристаллизации.
Вопросы кристаллизации металлов при высоких и
сверхвысоких давлениях мало изучены в настоящее вре-
мя, однако это направление может стать весьма пер-
спективным в развитии технологии литейного производ-
ства, вытекающим непосредственно из технологии литья
под давлением и штамповки жидкого металла.
Проблема падежной сварки отдельных элементов
285
имеет большее значение и при изготовлении армирован-
ных материалов. Известен ряд способов получения ком-
позиционных материалов, армированных высокопрочны-
ми волокнами, основанными на совместной пластической
деформации всех элементов композиции листовой про-
каткой, волочением, осадкой или взрывом [155].
Из названных процессов профили, в том числе и тру-
бы, можно получать волочением и взрывом, причем в по-
следнем случае получают изделия малой длины и боль-
шого сечения. Волочение имеет следующие недостатки:
1) высокое продольное растягивающее напряжение мо-
жет вызвать разрушение высокопрочных армирующих
волокон в процессе деформирования; 2) создаются тя-
желые условия трения на контактных поверхностях, так
как армированные материалы высокопрочны; 3) весьма
ограничены степени деформации (как частные, так и сум-
марные).
Основными недостатками способа производства ар-
мированных изделий взрывом являются: 1) большая
трудность управления процессом (незначительное откло-
нение от оптимальных технологических параметров при-
водит к разрушению волокон и всего изделия); 2) не-
возможность получения профилей и труб большой длины
и небольших сечений; 3) необходимость создания специ-
ализированного оборудования.
Весьма перспективным направлением развития тех-
нологии производства армированных изделий типа про-
филей и труб является использование способов гидро-
прессования.
Основными задачами в развитии технологии произ-
водства армированных изделий па современном этапе
можно назвать следующие: улучшение качества компо-
зиционных армированных изделий, повышение равно-
мерности распределения механических свойств по длине
и сечению, решение проблемы получения армированных
профилей различного поперечного сечения, в том числе
и труб особенно малого диаметра и большой длины, сни-
жение трудоемкости процесса с одновременным повыше-
нием выхода годного.
Для решения поставленных задач методом совмест-
ной пластической деформации необходимо создать наи-
более благоприятную схему напряженно-деформирован-
ного состояния во всех зонах очага деформации и на всех
286
этапах процесса деформирования обеспечить условие
ламинарного (послойного) течения металла при про-
хождении очага деформации, так как при турбулентном
течении, имеющем место, например, при обычном прес-
совании, нарушается сплошность и определенная зако-
номерность распределения армирующих волокон. Ла-
минарное течение обеспечивает также условие равно-
мерного распределения деформаций, а следовательно, и
механических свойств по
длине и сечению изделий.
Как известно, в процессе
гидропрессования действует
ярко выраженная схема
всестороннего объемного
неравномерного сжатия.
Практическое отсутствие
сил контактного трения в
процессах гидропрессова-
ния обеспечивает условия
ламинарного течения метал-
ла и исключительно равно-
мерного распределения де-
формации и механических
свойств по длине и сечению
изделий. Конфигурация за-
готовки и ее длина не огра-
ничиваются конфигурацией
Рис. 106. Схема гидропрессова
ния трубы, армированной высо-
копрочными волокнами
контейнера и усилием прессования, что обеспечивает по-
лучение изделий большой длины и различных попереч-
ных сечений.
На рис. 106 приведена схема гидропрессования тру-
бы, армированной высокопрочными волокнами *. Заго-
товку изготовляли из двух матричных слоев сплава АД1,
выполненных в виде труб 4 и 5 длиной 100 мм, имеющих
такие размеры: наружная—диаметр 16 мм, диаметр
отверстия 13,1 мм\ внутренняя — диаметр 13 мм, диа-
метр отверстия 10,1 мм. На внешней поверхности тру-
бы 5 делали резьбу с шагом 0,2 мм. Высокопрочную не-
ржавеющую проволоку 6 диаметром 0,1 мм при навивке
укладывали во впадины резьбы. Внутреннюю трубу
с навитой проволокой помещали внутри внешней трубы
1 Работа проведена авторами совместно с Мануйловым В. Ф. и
Ширяевым Е. В.
287
п проваривали торцы для герметизации заготовки. В под-
готовленную таким образом заготовку вводили иглу 3 ди-
аметром 10 мм и длиной ПО мм. Заготовку с иглой по-
мещали в контейнер 2 и подпрессовкой герметизировали
по месту контакта с матрицей 8. В контейнер заливали
машинное масло, которое выполняло роль рабочей жид-
кости 7. С помощью пуансона 1 осуществляли выдавли-
вание армированной трубы 9 через отверстие, образо-
ванное иглой 3 и матрицей 8, имеющей диаметр 14 мм.
В результате получали высококачественную армирован-
ную трубу. Как показали рентгеновские снимки, арми-
рованное волокно равномерно распределяется по сече-
нию прессизделия, отсутствуют разрывы волокна. Ана-
логичным образом можно получать армированные
сплошные и полые профили различных сечений.
Еще более эффективно применение процессов гидро-
прессования для получения высококачественных сплош-
ных и полых многослойных профилей, в которых остро
нуждается промышленность [156]. Технология гидро-
прессования многослойных профилей мало отличается
от описанной выше.
Для выяснения возможности получения качествен-
ных многослойных изделий из разнородных металлов
авторами были проведены исследования процессов гид-
ропрессовапия указанных выше материалов в широком
диапазоне температур, скоростей и степеней деформа-
ции. Результатом исследований явилась разработка оп-
тимальных технологических параметров гидропрессова-
ния многослойных прутковых полуфабрикатов высокого
качества (табл. 37).
Внедрение процессов гидропрессоваиия в промыш-
ленность открывает широкие перспективы перед метал-
ловедами. Становится возможным создание новых спла-
вов, имеющих более высокие механические и специаль-
ные свойства и низкие технологические свойства. Обра-
ботка этих сплавов возможна только методами гидро-
прессования.
Большой интерес представляют исследования процес-
сов гидропрессоваиия новых композиций жаропрочных
сплавов па никелевой основе, проведенные авторами.
Были деформированы литые жаропрочные сплавы с по-
вышенным содержанием легирующих элементов, порош-
ковые материалы па основе интерметаллических соеди-
288
Таблица 37
Оптимальные технологические параметры гидропрессования
многослойных изделий
Композиция* Темпера- тура, °C. не менее Скорость мм! сек Вытяжка, не менее Рабочая среда Смазка
АД1-АД1 20 2,7 2 Вода Графит
АД1—Ml 250 2,7 4 Вапор Т Графит
Х18Н10Т—ВТЗ 550 650 6 Графит ВаС1г
Х18Н10Т—Мо 1100 650 6 Графит Стекло
Х18Н10Т— Nb 1100 650 6 Графит Стекло
* Первым указан наружный слой.
Примечание. Гидропрессование подвергали вакуумированный пакет,
собранный из указанных в таблице металлов, с соответствующей прослойкой.
нений, гранулированные жаропрочные материалы, а так-
же большая группа тугоплавких металлов (хром, мо-
либден, ниобий и др.). Из этих материалов были полу-
чены высококачественные прутковые полуфабрикаты.
Всесторонними исследованиями выявлено не только по-
вышение механических и специальных свойств, но и су-
щественное улучшение технологических свойств мате-
риалов: технологической пластичности при осадке, об-
рабатываемости резанием, свариваемости и др.
Для перевода единиц измерений в новую систему СИ
следует использовать соотношения:
1 ккал= 4,19 кДж-,
1 ккал!(кг-град) =4,19 кДж!(кг-град)-,
1 цз=0,1 Н-с/м2-,
1 атм—101,1328 кН/м2-,
1 мм рт. ст. =133,3 Н1м2\
1 к77лм!2=9,8 МН!м2\
1 кГ!см2=98,1 кН/м2.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Karman Т. Mitteilungen fiber Forschungsarbeiten auf dem Ge-
biete des Ingenieurswesens, Hf. 118, 1912.
2. Бриджмен П. В. Физика высоких давлений. М., ГОНТИ,
1935.
3. Б р и д ж м е н П. В. Новейшие работы в области высоких дав-
лений. Перев. с англ. М., ИЛ, 1948.
4 Бриджмен П. В. Исследование больших пластических дефор-
млций и разрыва. М., ИЛ, 1955.
289
5. Береснев Б. И. Изв. АП СССР, ОТ II. 1957, № 5.
6. Береснев Б. И. Изв. АН СССР, OTII, 1958, № 10, с. 144—146.
7. Береснев Б. И. и др. Инжснерно-физич. журнал, т. 1, 1958,
№ И, с. 105--109.
8. Береснев Б. И. и др. Некоторые вопросы больших пластиче-
ских деформаций металлов при высоких давлениях. М. Изд.
АН СССР, 1960.
'9 . Береснев Б. И. и др. Пластичность и про пюегь твердых тел
при высоких давле птях. М., Изд. АН СССР, 1970.
10. П е р л и и 11 Л. Теория прессования металлов. М., «Металлур-
гия», 1964.
11. Губкин С. И Теория обработки металлов давлением. М.,
Металлургиздат, 1947.
12. Верещагин Л. Ф. Высокие давления в технике будущего.
Изд. АН СССР, 1956.
13. Корнеев И. И. и др. Труды ВИАМ № 3. М., Оборонгиз, 1956.
14. В о b г о w s к у A. Nature, 1963, № 4879, р. 474.
15. Добаткин В. И. Непрерывное литье и литейные свойства
сплавов. М., Оборонгиз, 1948
16. Б е р е ж н о й В. Л. В сб. «Формоизменение при обработке ме-
таллов давлением». Ии-т с-х. машиностроения. Ростов-на-Дону,
1970.
17. Истоми н П. С. Прессование металлов. М., Металлургиздат,
1944.
18. Ч е рта веки х А. К. Трение и смазка при обработке металлов
давлением. М., Металлургиздат, 1955
19. Прозоров Л. В. Прессование стали и тугоплавких сплавов.
М., «Машиностроение», 1969.
20. Могучий Л. II. Вссгпик машиностроения, 1964, № 3, с. 61—64.
21. Джонсон В., К у до X. Механика процесса выдавливания
металла. Псрев. с англ. М., «Металлургия», 1965.
22. Могучий Л. II В сб. «Пластическая деформация металлов».
М., «Паука», 1964.
23. Перлин И. Л., Глебов Ю. П. Цветные металлы, 1961, № 1,
с. 72—75.
24. Глебов Ю. П Цветные металлы, 1962, № 7, с. 65—70.
25. Корнеев II. И. и др. Обработка давлением тугоплавких ме-
таллов и сплавов. М., «Металлургия», 1967.
26. К о н о н е и к о В. Г. Боборыкин Ю. А Кузнечно-штампо-
вочное производство, 1963, № 3, с. 10—13.
27. 3 а л о с с к и и В. И , М е н д ы б а с в О. С. Прессование прямым
истечением с вибрацией. Изв. вузов. «Черпая металлургия», 1967,
№ 11, с. 98—103.
28. С е в е р д е и к о В. П. и др. Ультразвуковая обработка металлов.
Минское книжное изд-во, 1966.
29. Кузнечно-штамповочное производство, 1971, № 11, с. 3—5; 7—10;
18—22.
30. Ш е в а к и п Ю. Ф. и др. В сб. «Исследование процессов обра-
ботки давлением цветных металлов». Гипроцвстмстобработка,
вып. 34, 1971, с. 27—33.
31. Батурин А. И Кузнечно-штамповочное производство, 1966,
№ 8, с. 5—9.
32. Metal Forming. 1967, v. 34. № 10. р. 296 303.
290
33. Жолобов В. В., Зверев Г. И. Прессование металлов. М.,
«Металлургия», 1971.
34. L а и е К- Werkstattstechnik, 1959, № 11, S. 660.
35. П а в л о в II М. В сб. ВИЛС, 1965, с. 7—14.
36. Романовский В. П. Маюриалы семинара «Прогрессивная
технология горячен и холодной объемной штамповки», ч. 2,
МДНТП, 1966.
37. Джонс В. Д. Основы порошковой металлургии Прессование
и спекание. Псрев. с англ. М., «Мир», 1965
38. Охрименко Я М., Бережной В. Л. Кузнечно-шгамповоч-
ное производство, 1968, № 1, с. 8.
39. Соловцов С. С., Девятов В. В. В сб. «Повышение точно-
сти и автоматизация штамповки и ковки». М., «Машинострое-
ние», 1967, № 8, с 70—89
40. О х р и м е н к о Я- М., Журавлев В. Н. Кузнечно-штампо-
вочное производство, 1971, № 7, с. 1—4.
41. Light Metals and Metal Industry, 1966, v. 29, № 332, p. 66—68.
42. Nursey P. F. J. Iron and Steel Inst., 1896, № 1, p. 53—64.
43. Pearson С. E. The extrusion of Metals, London, 1960.
44. Sejournet J. and o. Machinery, London, September, 1953, №3.
45. P о з а и о в Б. В. и др. Авт. евнд. № 183705. Бюл. изобр. и тов.
знаков, 1966, № 14, с. 12.
46. В е с k е г R. Z. techn. Phys., 1926, № 7.
47. К у з н е ц о в В. Д. Физика твердого тела, т. 2. Томск, изд-во
«Красное знамя», 1941.
48. Расте г а ев М. В. В сб. «Исследования по жаропрочным спла-
вам». Ин-т металлургии им. А. А. Байкова. Изд. АН СССР, 1956,
с. 106—114.
49. Езерский К И., СоломоникЕ. Я- Гидростатическое вы-
давливание. Обзор зарубежной литературы. ВИЛС, 1968.
50. Материалы 4-го научно-технического совещания по вопросам
прессования металлов, 1970, с. 17—26; 49—52; 103—109; 120—
126; 126—132.
51. Pugh Н., Li D., Low A. J. Inst. Metals, 1965, v. 93, № 7.
52. Брэдли К. Применение техники высоких давлении при ис-
следованиях твердого тела. Пер. с англ. М., «Мир», 1972.
53. Sauve Ch. J. Inst. Met., 1965, № 93, part 16, p. 581—582.
54. Light metal and Metal Ind., 1966, v. 29, № 334, p. 37.
55. Metalworking Production, 1967, v. 11. № 17, p. 71.
56. Векшин Б. С. Авт. спид. № 181600 и 181601. Бюлл. изобр. и
тов. знаков, 1966, № 10, с. 17, 18.
57. 3 а л е с с к и й В. И., Векшин Б. С Кузнечно-штамповочное
производство, 1967, № 4, с. 1—4.
58. 3 а л е с с к и й В. II , Векшин Б. С Кузнечно-штамповочное
производство, 1970, № 6, с. 1—3.
59. Kronberger Н. Hydrostatic extrusion. Proc. Roy. Soc. Lon-
don, 1969, v. 311, № 1506, p. 331- 347.
60. Wire Ind.. 1971. v. 38, № 448, p. 258—261.
61. Ф ил и м он о в Ю. Ф., Яковлев О. М. Кузнечно-штамповоч-
ное производство, 1971, № 6, с. 7.
62. С е в е р д е н к о В. П. и др. В сб. «Пластичность и обработка ме-
таллов давлением» «Наука и техника», Минск, 1968, с. 98.
63. Pozner A., Faupel J. Franklin Inst., 1964, v 277, № 3,
p 217—236.
291
64. Цветная металлургия, Цветметинформация, 1970, № 21, с. 45—
47; 48—49.
65. К о л п а ш н и к о в А. И., Вялов В. А., Федоров А. А.
Цветная металлургия, Цветметинформация, 1972, № 5, с. 36—39.
66. К а р е в М. А. Металлы под высоким давлением. М., «Зна-
ние», 1967.
67. Шишми пце в В. Ф. и др. Кузнечно-штамповочное производ-
ство, 1971, Ns 1, с. 20—22.
68. В с р с ш а г и н Л. Ф. Теория гидравлических компрессоров.
ЖТФ, 1946, № 6.
69. Верещагин Л. Ф., Иванов В. Е. Приборы и техника
эксперимента, 1959, Ns 6, с. 108.
70. В е р е щ а г и н Л. Ф. и др. Малогабаритный гидрокомпрессор для
получения давлений до 3000 кг.1см2. М., изд-во АН СССР, 1959.
71. Розанов Б. В., Максимов Л. Ю. Технология
н оборудование для гидростатического прессования.
НИИИНФОРМТЯЖМАШ. 1971, Ns 11-70-1.
72. Филимонов Ю. Ф. и др. Авт. свид. Ns 236982. Бюлл. изобр.
и тов. знаков, 1969, Ns 7, с. 153.
73. Филимонов Ю. Ф. и др. Авт. свид. Ns 264135. Бюлл. изобр.
и тов. знаков, 1970, Ns 8, с. 156.
74. Ф и л и м о н о в Ю. Ф. и др. Авт. свид. № 267310. Бюлл. изобр.
и тов. знаков, 1970, Ns 12, с. 146.
75. Уральский В. И. и др. Труды Уральск. НИИ черн. мет.,
Свердловск 1971, Ns 11, с. 128—139.
76. Мартынов Е. Д., Береснев Б. И В сб. «Металлургия и
металловедение чистых металлов», 1965, вып. 5, с. 173—178
77. Цикл ис Д. С. Техника физико-химических исследований при
высоких давлениях. М., «Химия», 1965.
78. Лившиц Л. Д., Мартынов Е. Д. Приборы и техника экс-
перимента, 1963, № 3, с. 161—164.
79. Duff ill A. W., Mellor Р. В., Tobias S. A. J. Meeh. Toll
Design and Res., 1968, v. 8, Ns 3, p. 125—140.
80. The Engineer, 1966, v. 221, Ns 5738, p. 5—7.
81. Mills Colin Astrop A. W. Mach, and Prod. Eng, 1970,
v. 117, N 3028, p. 854—858.
82. Horwark N., Nilsson J. Metal forming, 1970, v. 37, Ns 8,
p. 227 -323.
83. Easterby J. W. and ot. Metals and Mater., 1971, v. 5, № 7,
p. 235—237.
84 Пономарев С. Д. и др. Расчеты па прочность в машино-
строении, т. 3. М., Машгпз, 1959.
85. К о л п а ш н и к о в А. И., Вялов В. А., Федоров А. А.
Цветная металлургия, Цветметинформация, 1971, Ns 12, с. 35--36.
86. Уральский В. И. и др. Цветная металлургия, Цветметинфор-
мация, 1967, Ns 6, с. 44 -45.
87. Уральский В. И. и др. Цветная металлургия, Цветметинфор-
мация, 1969, Ns 5, с. 37—39.
88. Свенсон К. Физика высоких давлений Псрев. с англ. М.,
ИЛ, 1963.
89. L awson A. W Rev. Sci. Inst., 1954, v. 25, p. 1136.
90. Розанов Б. В. и др. Авт. свид. Ns 270456. Бюл изобр. и тов.
знаков. 1970, Ns 25, с. 234.
292
91. Галкин А. А. и др. Кузнечно-штамповочное производство,
1969, № 6, с. 11—13.
92. Metalworking Production, 1965, v. 109, № 28, р. 61—83.
93. Revue de Metallurgic, 1965, № 6, p. 587—602.
94. Филимонов Ю. Ф. и др. Авт. свид. Ns 264166. Бюлл. изобр.
и тов. знаков. 1970, Ns 20, с. 212.
95. Галкин А. А. и др. Авт. свид. Ns 249908. Бюл. изобр. и тов.
знаков, 1969, Ns 25, с. 139.
96. Ж о л о б о в В. В., Зверев Г. И. Инструмент для горячего
прессования металлов. М., «Машиностроение», 1965.
97. Беляев Н. М. Сопротивление материалов. М., Гостехтеоретиз-
дат, 1953
98. Беляев Н. М. Труды по теории упругости и пластичности. М.,
Гостехиздат, 1957.
99. Л о м а к и н В. А. В инж. сб. ин-та механики АН СССР, 1955,
т. 21, с. 61—73
100. Ильюшин А. А., Огибалов П. М. Упругопластические
деформации полых цилиндров. Изд-во МГУ, 1960.
101. Эверхарт Д. Холодное прессование металлов. Перев. с англ.
М., «Машиностроение», 1968.
102. Королев А. А. и др. Труды первой всесоюзной конференции
по расчету на прочность металлургических машин ВНИИметмаш,
Ns 25, 1969.
103. L о w А. Н. Light Metal Age, April. 1966, p. 6—9.
104. Мильвицкий P. В. Химическое машинострепие, 1938, Ns 1,
с. 31—35.
105. Сб. «Современная техника сверхвысоких давлений». Перев.
с англ. С. М. Стишова и М. А. Тихомировой. Под ред. Е. Г. По-
нятовского. М., «Мир», t964, с. 191—216.
106. Твердые сплавы и тугоплавкие металлы. Сб. трудов ВНИИТС,
Ns 11. М., «Металлургия», 1971, с. 314—337, 379.
107. Некрасов Б. Б. Гидравлика и се применение на летательных
аппаратах. М., «Машиностроение», 1967.
108. Д е й т л и Дж., X а р л 1 м а н Д. Механика жидкости. М
«Энергия», 1971.
109. Кошкин Н. И., Ширкевич М. Г. Справочник по элемен-
тарной физике М, Физматгпз, 1962.
НО. Feldman Н. D. TZ. prakt. Metallbeaibcitung, 1969, Bd. 63,
Ns 3, S. 116—119.
111. Авицур. Конструирование и технология машиностроения, М.,
«Мир», Ns 4, 1965, с. 110—118.
112. Wilson W. R. D. АСМЕ, 1971, v. 93, Ns 1, р. 69—74.
113. Wilson W. R. D. Int. J. Meeh. Sci., 1971, v. 13, Ns 1, p. 17—28.
114. Колмогоров В. Л. и др. Физика металлов и металловеде-
ние, т. 23, вып. 1, 1967, с. 170—173.
115. Boyd В., Gorn, R о b е г t s о п В. D. Transaction of ACME,
1945, v. 67, Ns 1.
116. F 1 о r e n t i n о R. J., S a b г о f f A. M., Boulger F W. Tool
and Manufactur. Eng., 1963, VIII, v. 51, Ns 2, p. 77—83.
117. Уистрейч Дж. Г. Смазка при волочении проволоки. Между-
народная конференция по смазке и износу машин. М., Маш-
гиз, 1962, с. 446- 454
118. К о л м о г о р о в В. Л. и др. Волочение в режиме жидкостного
трения. М., «Металлургия», 1967.
119. Metal Industry, 1962, v. 101, № 24, p. 460- -462.
120. Amer. Mach., 1970, v. 114, Ns 16, p. 107—108 № 17, p. 81—82.
121. Adie J. F„ Harper S. Z. Metallkunde, 1971, v. 62, № 5,
p. 343—350.
122. Metal Forming, v. 36, Ns 9, 1969, p. 243.
123. Розанов Б. В. и др. Авт свид. Ns 211282. Бюл. изобр. и тов.
знаков, 1968, № 7, с. 134.
124. К о л п а ш н и к о в А. И. и др. Авт. свид. Ns 300235. Бюл изобр.
и тов. знаков, 1971, Ns 13, с. 32.
125 Юревич Е. Н. Электропагрев, сварка и плавка металлов по
методу инж. С. Е. Кузнецова. М., Наркомхоз РСФСР, 1943.
126. HettwerP F, Uу I. С. Paper Amer. Soc. Meeh Eng., 1969,
Ns 8.
127. Кол и am ников А. И. и др. Технология легких сплавов, 1970,
Ns 1.
128. Industrie-Anzeiger, 1964, Bd 86, Ns 4, S. 7—14.
129. Булычев Д. К. и др. Физика металлов и металловедение,
1964, Ns 18, с. 437.
130. Черный Ю. Ф. Кузнечно-штамповочное производство, 1971,
Ns 5, с. 12—14.
131. Галкин А. А. и др. Кузнечно-штамповочное производство,
1969, Ns 7, с. 11.
132. Черны й Ю. Ф. и др. Кузнечно-штамповочное производство,
1971, №8, с 11—13.
133. Thompson Р. J. Advances in Machine tool design and rese-
arch, Part I., 1969, p. 411—425.
134. Sabroff A. M., Richardson В D SAE Preprints, 1969,
Ns 319, p. 7.
135. S h у n e J. C. a. o. Transactions of the ACM, I960, v. 52, p. 346—
375.
136. LipsM. H. and H. Van Zuilen. Metal Progress, 1954,
v. 66, Ns 2, p. 103—104.
137. Schmats D. T. Transactions of the ASM, 1959, v. 51. p. 476.
138. Пот а к Я. M. и др. Металловедение и термическая обработка,
1961, Ns 5, с. 2—9.
139. Колпашников А. И и др. Высокопрочная нержавеющая
проволока. М., «Металлургия», 1971.
140. S a u v е Ch. J. Inst. Metals, 1965, v. 93, Ns 16.
141. James C. U. Y. a. o. Trans. Amer. Soc. Metals, v. 60, 1967,
p. 2.
142. Химушин Ф. Ф. Жаропрочные металлы и сплавы. М., «Ме-
таллургия», 1969.
143. Хабаров Н. Д. В сб. «Технологические смазки для обработ-
ки металлов давлением». М., Машгиз, 1960, с. 51—64.
144. РайтбаргЛ. X. Цветные металлы, 1966, Ns 4, с. 76—77.
145. J. Inst. Metals, 1969, Ns Т—1, р. 18—22.
146. Комарова М. Ф. Физика металлов и металловедение, 1969,
Ns 27, Ns 2, с. 293—306.
147. КолачевБ. А. и др. Цветная металлургия, Цветмстинформа-
ция, Ns 4, 1972, с. 49—51.
148. Мальцев М. В. и др. В сб. «Технология тугоплавких метал-
лов и специальных сплавов». Гипроцветметобработка,
вып. XXVIII, А1., «Металлургия», 1968, с. 5—13.
294
149 Мартынов Е. Д и др. ДАН СССР, 1967, т. 176, № 6,
с. 1276—1278.
150. Б е л и к Е. В. и др. ФММ, 1967, т. 24, вып. 3, с. 16.
151. Манилов В. А. и др. Изв. АН СССР, «Металлы», 1967,
№ 2, с. 235.
152. Колачав Б. А. В сб. «Новые материалы в технике». М., Гос-
топтехиздат, 1962, с. 460—480.
153. Охрименко Я- М., Залесский В. М., Смирнов О. М.
Изв. вузов, Черпая металлургия, 1965, № 5, с. 70—76.
154. Кол п аш ников А. И. и др. Труды МАТИ. Обработка давле-
нием авиационных материалов, вып. 69. М., «Машиностроение».
1968 с. 90—101.
155. Колпашников А. И. и др. Цветные металлы, 1969, № 6,
с. 85—87.
156. Король В. К., Гильденгорн М. С. Основы технологии
производства многослойных материалов. М., «Металлургия»,
1970.
Александр Иванович КОЛПАШНИКОВ
Валерий Анатольевич ВЯЛОВ
ГИДРОПРЕССОВАНИЕ МЕТАЛЛОВ
Редактор издательства М. И. Заславская
Художественный редактор Д. В. Орлов
Технический редактор Е. Б. Вайнштейн
Корректоры В. Б. Левин и К. В. Шин
Переплет художника Е. Яковлева
Сдано в набор 30/Х 1972 г. Подписано в печать 10/IV 1973 г.
Т-06018. Формат бумаги 84x108782. Бумага типографская №2.
Усл. печ. л. 15,54. Уч.-изд. л. 15,87. Тираж 2300 экз. Зак. № 739.
Изд. № 2437. Цена 90 коп.
Издательство «Металлургия» Москва, 119034,
2-й Обыденский пор., 14
Владимирская типография «Союзполиграфпрома»
при Государственном комитете Совета Министров СССР
но делам издательств, полиграфии и книжной торговли
Гор. Владимир, ул. Победы, д. 18-6.