/
Автор: Тюрин В.А. Лазоркин В.А. Поспелов И.А. Флаховский Х.П.
Теги: технология обработки без снятия стружки в целом: процессы, инструмент, оборудование и приспособления отдельные машиностроительные и металлообрабатывающие процессы и производства машиностроение металлы деформация ковка издательство машиностроение
ISBN: 5-217-00859-8
Год: 1990
Текст
I \OBKO
на радиально
обжимных
машинах
Под общей редакцией
д-ра техн, наук проф. В.А. Тюрина
Москва
• Машиностроение •
1990
ББК 34.623
К56
УДК 621.73 : 621.974.82
Авторы: В. А. ТЮРИН, В. А. ЛАЗОРКИН,
И. А. ПОСПЕЛОВ, X. П. ФЛАХОВСКИЙ
Рецензент д-р техн, наук проф. С. С. СОЛОВЦОВ
Ковка на радиально-обжимных машинах/В. А. • Тюрин,
К56 В. А. Лазоркин, И. А. Поспелов и др.; Под общ. ред. В. А. Тю-
рина. — М.: Машиностроение, 1990. —256 с.: ил.
ISBN 5-217-00859-8
Изложены основы построения рациональных технологических процес-
сов изготовления поковок на современных радиально-обжимных машинах
(РОМ), обеспечивающих значительное повышение качества металла поко-
вок и производительности работ.
Большое внимание уделено обоснованию рекомендаций по выбору
конструкций инструмента, анализу его деформационных возможностей
проработки структуры металла и формообразования поковок. Изложен-
ные теоретические концепции реализованы при составлении технологи-
ческих маршрутов ковки на РОМ, конструировании инструмента.
Для инженерно-технических работников, занимающихся вопросами
технологии производства поковок.
2704030000-232
К 038 (01)^96"’ 232“9°
ББК 34.623
Книга выпущена при содействии Рязанского завода ТКПО
ПРОИЗВОДСТВЕННОЕ ИЗДАНИЕ
ТЮРИН Валерий Александрович, ЛАЗОРКИН Виктор Андреевич,
ПОСПЕЛОВ Игорь Алексеевич, ФЛАХОВСКИЙ Ганс Петер
КОВКА НА РАДИАЛЬНО-ОБЖИМНЫХ МАШИНАХ
Редактор Я. Г. Сальникова
Переплет художника И. Н. Лыгиной
Художественный редактор А. С. Вершинкин
Технический редактор О. В. Куперман .
Корректор Л. Е. Сонюшкина
ИБ № 6602
Сдано в набор 23.01.90. Подписано в печать 27.04.90. Т-01784.
Формат бОХЭО1/^. Бумага офсетная № 2. Гарнитура литературная. Печать
офсетная. Усл. печ. л. 16,0. Усл. кр.-отт. 16,0. Уч.-изд. л. 17,61.
Тираж 3 200 экз. Заказ 12. Цена 1 р. 20 к.
Ордена Трудового Красного Знании издательство «Машиностроение»,
107076, Москва; Стромынский пер., 4.
Типография № 6 ордена Трудового Красного Знамени издательства
«Машиностроение» при Государственном комитете СССР по печати,
193144, Ленинград, ул. Моисеенко, 10.
ISBN 5-217-00859-8 © В. А. Тюрин, В. А. Лазоркин,
И. А. Поспелов и др., 1990
1 ВВЕДЕНИЕ
В ТЕХНОЛОГИЮ
ковки
РАДИАЛЬНЫМ ОБЖАТИЕМ
1.1. ОБЛАСТЬ ПРИМЕНЕНИЯ
И ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ ВОЗМОЖНОСТИ
СОВРЕМЕННЫХ РАДИАЛЬНО-ОБЖИМНЫХ МАШИН
И АВТОМАТИЗИРОВАННЫХ КОМПЛЕКСОВ НА БАЗЕ РОМ
1.1.1. Характеристика РОМ
Создание и развитие радиального обжатия пластическим
деформированием на ротационно- и радиально-обжимных маши-
нах явилось значительным прогрессом в области обработки
металлов давлением (ОМД). Метод радиального обжатия обеспе-
чивает высокую точность заготовок, высокую производительность
процесса и малые потери металла.
Радиальное обжатие обеспечивает возможность формоизмене-
ния материалов без разрушения до значительных деформаций;
более высокую производительность, чем при традиционной ковке
на современных быстроходных гидропрессах (при обработке
низколегированных сталей в 4 раза, высоколегированных
в 6 раз); высокую точность получаемых изделий; низкую шеро-
ховатость поверхности (при холодном обжатии высота микроне-
ровностей 0,63—0,16 мкм, при горячем — 25—200 мкм); сниже-
ние потребления энергии вследствие исключения многократных
подогревов; уменьшение обычных штамповочных припусков на
обработку резанием на 33%; повышение качества структуры
металла поковок и уровня их механических свойств; сокращение
численности обслуживающего персонала. Радиальное обжатие
в отдельных случаях является незаменимым методом получе-
ния некоторых изделий, например из металлопорошков или
полых заготовок с фасонным внутренним профилем, или более
рациональным способом изготовления заготовок типа ступенча-
тых валов, муфт, ниппелей, стаканов и др. [16, 18]. Применение
радиального обжатия сводит до минимума последующую обра-
ботку резанием.
По технологическим возможностям ковочных машин [9, 17]
РОМ являются наиболее универсальными. У РОМ инструмент
движется по радиусу от периферии к центру и обратно, а сам
инструмент и приводящие его в действие узлы не вращаются
вокруг заготовки. На РОМ можно изготовлять заготовки круг-
лого, квадратного, прямоугольного, шестигранного сечений (в за-
висимости от формы, числа и регулирования положения бойков).
К ротационно-обжимным машинам относятся такие машины,
у которых или узел, несущий инструмент (шпиндель), или приво-
1* 3
дящий его в действие другой узел (обойма с роликами) вращаются
вокруг обрабатываемой заготовки. На них можно изготовлять за-
готовки только круглого сечения. Кроме того, работа этих машин
сопровождается высоким уровнем шума. Выпускавшиеся до
80-х годов ротационно-ковочные машины имели небольшие уси-
лия, не были снабжены механизмом регулирования расстояния
между бойками, в связи с чем технологические возможности машин
ограничены и обжатие деталей типа ступенчатых валов на них
затруднительно и малоэффективно [16].
В настоящее время на ротационно-обжимных машинах обраба-
тывают заготовки диаметром от 0,15 мм (сплошного профиля)
до 320 мм (трубы), а на радиально-обжимных машинах — сплош-
ные и полые заготовки диаметром до 850 мм [18].
В последние годы развитие РОМ происходило быстрыми тем-
пами в направлении как увеличения их мощности, так и расшире-
ния универсальности и повышения степени автоматизации. Несмо-
тря на то что РОМ появились относительно недавно по сравнению
с другим ковочным оборудованием, они быстро завоевали широкое
признание у машиностроителей и металлургов.
По сравнению с традиционным кузнечно-прессовым оборудо-
ванием РОМ дают возможность высокой степени автоматизации
процесса обработки (обжатия), вплоть до создания автоматизи-
рованных переналаживаемых участков на их основе, в том числе
включающих в свой состав и металлорежущее оборудование.
В гибкой линии со смешанным оборудованием РОМ обеспечивает
выполнение заготовительных операций; распределение объема
обработки резанием и пластической деформации определяет
ЭВМ, причем в качестве критерия оптимизации принимается
минимум затрат, благодаря использованию специальных программ
по калькуляции ковочных операций и по калькуляции операций
резания, включенных в состав центральной программы призван-
ной оптимизировать процесс изготовления изделий.
Из отечественных машин' наиболее распространены машины
Рязанского завода тяжелого кузнечно-прессового оборудования
(РЗТКПО), из зарубежных — фирм GFM (Австрия), Usine de
Wecker (Бельгия), SACK (ФРГ) [34, 35, 37]. Краткие технические
данные РОМ фирмы GFM представлены в табл. 1.1.
В настоящее время парк кузнечно-прессового оборудования
(КПО) в СССР — крупнейший в мире, однако он в полной мере
не обеспечен рабочей силой, коэффициент сменности оборудования
низок [13]. В связи с этим актуально увеличение выпуска более
производительного КПО: автоматизированного, с программным
и числовым программным управлением (ЧПУ), создание автомати-
зированных комплексов на базе прессов, РОМ.
В ЭНИКМАШе и РЗТКПО в 70-е годы разработана гамма
отечественных РОМ небольших усилий на бойке (0,4—2,25 МН),
краткая техническая характеристика которых приведена в работе
118]. В 80-е годы разработаны, изготовлены и осваиваются еди-
4
SX85 оо ю ю оо ь- 180 180 1 85 510 § о 00 о о -ф о СО 150
SX65 1 о о ю о СО СО о о см см Ч 1 70 420 о о о о 450 16,0 165
SX55 | 1 о о ш о ю ю 100 100 1 60 360 10 000 о о со 10,0 200
/—S W и сх В о X И 400 350 1 о о ОО 00 о о о о ч—( 260 6,5 270
09 X сл 04 СО X С/) о о СМ О СО см оо 40 240 10 000 210 5,0 о со .
§ SX25 | О О ю см см см о о СО со 30 180 о о о о 170 со 390
Ch 3 ° ? И Е SX20 | 200 175 о о Ю Ю 1 25 150 10 000 135 2,6 480
i : е г 1 о m о SX16 160 140 о ю Tf Tf I 8000 100 о ОО ю
о i О* 09 3 S S 8 I SIXS ЛТАТ 130 115 ю о 1 со 20 100 6000 о 1 00 1,6 800
SX10 | 100 90 ою со со 16 80 000S о со 1 1,25 006
§ S S в SX06 | о о CD Ю НО о 1 см со 1 1 1 ю со 0,8 о о со
09 3 S № § о SX04 I 40 1 1 1 1 1 ю см ю 1 1500
• С8 tr SX02 О I см 1 1 1 1 1 1 ю 1 I 0,15 2000
Т а б л и Параметр Максимальный размер исходной заготовки, мм: круглого сечения квадратного сечения 1 Минимальный размер по- ковок, мм: круглого сечения квадратного сечения Размеры поковок прямо- угольного сечения, мм: минимальная толщина максимальная ширина Максимальная длина по- ковок, мм Предел регулирования бойков по диаметру, мм Максимальное усилие ковки, МН Число ударов бойков в 1 мин
Примечание. Скорость подачи заготовки 10—100 мм/с.
5
ничные образцв! РОМ усилием на бойке 1,6, 2,5 и 4 МН, в том
числе РОМ с ЧПУ.
Многообразие типа изготовляемых изделий требует комплекс-
ного и системного подхода к вопросу конструирования современ-
ных отечественных РОМ. Для целенаправленного решения во-
проса предложен комплексный классификатор, разработанный
для раздельного и профильного радиального обжатия [18].
Проводится также работа по созданию структурно-морфоло-
гической классификации с целью прогнозирования проектирова-
ния оборудования и для ротационного обжатия.
Комплексное решение вопросов развития технологии и обо-
рудования для радиального обжатия является совместной задачей
как конструкторов, так и технологов-производственников, тех-
нологов-исследователей, причем не только машиностроительных
отраслей промышленности. Как показывает зарубежный и отече-
ственный опыт [3, 13, 27, 33, 38] успешного применения РОМ,
для передела легированных сталей в металлургической промыш-
ленности, для удовлетворения нужд данной отрасли необходимо
ускоренно разработать широкую гамму современных отечествен-
ных РОМ усилием на бойке 1,25—30 МН.
1.1.2. Применение РОМ в заготовительном
производстве машиностроения
Технико-экономические показатели цикла изготовления раз-
личных машин зависят от соответствующих показателей заготови-
тельных цехов: потерь металла, трудоемкости операций и усло-
вий работы. Поэтому ускоренное перевооружение машинострое-
ния связано с дальнейшим расширением использования техноло-
гических процессов и оборудования, обеспечивающих изготовле-
ние точных заготовок деталей, с минимальными припусками под
последующую механическую обработку. Необходимым условием
при этом должны также быть высокая производительность и ав-
томатизация.
Применение РОМ целесообразно при организации гибких авто-
матизированных участков в мелкосерийном и серийном произ-
водстве, а также при концентрации заготовительного производства
путем создания кустовых центров по производству заготовок раз-
личных деталей, например заготовок типа ступенчатых валов.
Благодаря широкой универсальности и высокой степени ав-
томатизации РОМ используют в заготовительном производстве
машиностроения для получения высокоточных сплошных загото-
вок (изделий) осесимметричных деталей круглого квадратного,
прямоугольного и шестигранного сечений, а также переменного
сечения, в том числе с конусными участками различной длины.
Например, заготовки вагонных осей в большинстве стран мира
изготовляют на РОМ.
Эти машины используют также для получения сплошных и по-
лых ступенчатых валов на заводах электротехнического, трак-
6
торного, сельскохозяйственного машиностроения, в авто- и са-
молетостроении [10, 14]. Радиальным обжатием получают также
полые заготовки-трубы толсто-' и тонкостенные (в последнем
случае на оправках). Имеется возможность получения различ-
ных профилей на внутренней поверхности полых заготовок, на-
пример, шлицев, резьбы, внутреннего шестигранника и др. На
рис. 1.1 показаны некоторые образцы заготовок и деталей, из-
готовляемых на РОМ. Как правило, РОМ снабжены программным
управлением, что позволяет экономить до 16% времени на про-
цесс ковки, существенно облегчить условия работы операто-
ра [37].
Получение заготовок на РОМ делает излишней или сводит до
минимума последующую механическую обработку. Радиальное
обжатие сплошных и полых заготовок осуществляется как в хо-
лодном, так и в горячем состоянии. При этом точность обработки
в случае холодной ковки на РОМ достигает 2—4-го классов, а при
горячей ковке — 4—5-го классов [18, 28]. С целью сохранения
качества поверхности заготовок и их прямолинейности упроч-
няющую термообработку рекомендуется проводить перед холодным
радиальным обжатием. Формирование внутренней поверхности
полых изделий, как правило, не требует дальнейшей механической
обработки, в том числе при формировании винтовых канавок по
внутреннему диаметру.
Холодное радиальное обжатие до недавнего времени приме-
няли для обработки сплошных и полых заготовок диаметром до
40—50 мм, требующих усилия на боек около 1 МН. Для заготовок
больших размеров применяется горячая обработка на РОМ, но
в настоящее время в СССР и за рубежом проводятся работы по ра-
диальному обжатию крупных заготовок также в холодном со-
стоянии.
Горячее радиальное обжатие используют при обработке за-
готовок всех размеров из металлопорошков. РОМ нашли приме-
нение также при изготовлении заготовок муфт, ниппелей, типа
стаканов для бурового оборудования, заготовок лопаток турбин,
днищ, головок стальных баллонов и др. Выявляются и другие
области экономически целесообразного применения РОМ в заго-
товительном производстве, например для получения профилей.
Обрабатываемыми на РОМ материалами являются цветные
металлы и сплавы, углеродистые, конструкционные, легированные
стали, а также высоколегированные стали и сплавы. Использова-
ние РОМ на финишной операции изготовления деталей перемен-
ного сечения по сравнению с токарной обработкой или штамповкой
на КГШП имеет преимущество: направления волокон повторяют
очертания поковки. Это способствует повышению механических
свойств и надежности детали [21].
Отметим некоторые из преимуществ РОМ. Возможность
раздельного регулирования бойков, программного управления,
перенастройки с размера на размер без смены инструмента Pae-
s'
Рис. 1.1. ПОЛ°»°К- получаемых на радиально-обжимных машинах Ря-
ванского завода ТКПО (а) и австрийской фирмы GFM (б)
8
ширяют технологические области применения РОМ как в условиях
мелкосерийного, так и серийного заготовительного производства.
В случае применения РОМ для массового производства заготовок»
например, вагонных осей оборудовать ее ЭВМ экономически не-
целесообразно.
На основе технико-экономического анализа установлено [18],
что по сравнению с процессом холодного редуцирования радиаль-
ное обжатие эффективно при замене им резания, облойной штам-
повки и свободной ковки партий однотипных деталей от 100 до
20 000 шт. По сравнению с поперечно-клиновой вальцовкой
эффективность радиального обжатия определяется партией одно-
типных деталей в пределах от 100 до 80 000 шт. деталей.
Использование РОМ для отделочных операций в горячем и холод-
ном состояниях позволяет сократить потребность в обработке
деталей резанием, исключить выполнение ряда финишных опе-
раций другими способами, например, калибровки, раздачи, об-
жима, обкатки, протяжки и т. д.
Таким образом, метод радиального обжатия обеспечивает
в заготовительном производстве машиностроения значительную
экономию металла (по сравнению с резанием, ковкой и облойной
штамповкой), улучшение условий труда, повышение качества
обработки (по сравнению с ковкой), но уступает по производитель-
ности производства некоторых видов изделий таким методам,
как холодное и полугорячее редуцирование, поперечно-клиновая
вальцовка. Поэтому из многообразия РОМ, обусловленного раз-
новидностью изготовляемых на них изделий, выбор машин должен
проводиться на основании технико-экономического исследования
применительно к различным типам производства (мелкосерийному,
серийному, крупносерийному, массовому). При этом РОМ могут
использоваться как самостоятельный ковочный агрегат, так и
в создаваемых на его базе обрабатывающих центрах, в которых
комбинируются способы обработки давлением и резанием. В связи
с преимуществами радиального обжатия, возрастающей потреб-
ностью различных отраслей промышленности в качественных
поковках различной номенклатуры, а также необходимостью
снижения ресурсоемкости их изготовления расширяются области
использования РОМ.
Основные направления использования РОМ, а также ком-
плексов и линий на их основе:
применение в качестве установок предварительного деформи-
рования для изготовления полуфабриката в виде сплошного
прутка из легированных сталей и сплавов;
изготовление сплошных ступенчатых поковок, приближаю-
щихся по форме к готовым изделиям, а также ковка полых заго-
товок небольшой длины, поковок вагонных осей и т. д.;
холодное обжатие полых заготовок, например стволов охот-
ничьего и стрелкового оружия, в том числе с нарезами на вну-
треннем канале;
9
заковка горловин баллонов, высадка концов труб, ковка
заготовок пружин переменного сечения, штамповка заготовок
турбинных лопаток;
замена специальными проходными РОМ сортопрокатных ста-
нов в условиях производства небольшой серийности.
Перечисленные особенности, технологические возможности при-
менения радиального обжатия свидетельствуют о высокой пер-
спективности процесса в условиях мелко-, средне- и крупносе-
рийного производства заготовок для нужд различных отраслей
промышленности.
1.1.3. Применение РОМ при ковке слитков
и заготовок легированных сталей и сплавов
В последние два десятилетия продолжала расширяться но-
менклатура создаваемых моделей РОМ в направлении увеличения
их мощности, что позволило расширить область их применения.
Несколько ранее в течение ряда лет РОМ небольших типоразме-
ров с усилием 5 МН и менее успешно применяли не только в ма-
шиностроении, но и на металлургических заводах взамен молотов
и ковочных гидравлических прессов для ковки поковок круглого,
квадратного и прямоугольного сечений из промежуточных заго-
товок различных легированных сталей, поступающих на РОМ
с прессов, молотов, прокатных станов [27, 31, 36]. Это способ-
ствовало значительному прогрессу в области механизации куз-
нечного производства.
Разработка и изготовление австрийской фирмой GFM РОМ
усилием на бойке 6,5—30,0 МН (см. табл. 1.1) позволило присту-
пить к освоению на них передела слитков и заготовок из различ-
ных, в том числе труднодеформируемых высоколегированных
сталей и сплавов максимальным диаметром соответственно 400—
850 мм и массой 500—7900 кг.
Наиболее широкое распространение в последнее десятилетие
в СССР и за рубежом для передела слитков и крупных заготовок
в машиностроении и металлургии, получили четырехбойковые
РОМ усилием на бойке 10 МН мод. SXP-55 и SXL-55 [10, 18,
27 ] с ЧПУ. В металлургической отрасли на этих РОМ обрабаты-
вают слитки массой 600—2000 кг; блюмсы; передельные заготовки
с гидравлических прессов, молотов; заготовки, полученные на
машинах непрерывного литья заготовок (МНЛЗ). Для передела
слитков массой 500 кг и менее, а также промежуточных заготовок,
получаемых на РОМ усилием на бойке 10 МН и на другом ковоч-
ном оборудовании, используют РОМ усилием на бойке 8,0 и
6,5 МН, а для дальнейшей обработки — РОМ усилием 3,4 МН
и менее. Длина готовых поковок может достигать 18 м.
РОМ на металлургических заводах используют не только для
получения поковок сплошного сечения, но и для ковки труб,
для заковки концов труб перед волочением [18]. Потребность
в этих машинах большая. Освоение передела на них слитков и
10
заготовок всего марочного сортамента легированных сталей и
сплавов кузнечных цехов зависит от мощности РОМ.
В кузнечных цехах РОМ устанавливают, как правило, взамен
устаревших молотов и прессов. По зарубежным данным, про-
изводительность РОМ превышает производительность быстроход-
ных ковочных прессов в 4 раз/а при обработке конструкционных
сталей и в б раз при обработке легированных сталей [26, 27].
Одна РОМ усилием 10 МН заменяет работу шести молотов с мас-
сой падающих частей 1—2,5 т и два пресса усилием 6,3 и 12,5 МН
[27]. Количество обслуживающих РОМ рабочих составляет
15% количества рабочиХ| обслуживающих при ковке прессы
и молоты [14].
Производительность РОМ усилием 3,4 МН на бойке выше
производительности молотов в 2,25—3,7 раза в зависимости от
размера поковок и равна 600—8000 кг/ч. Благодаря переводу
производственной программы одной из фирм [26] с молотов
на РОМ высвобождено 43 кузнеца.
Экономичность при обработке на РОМ конструкционных ста-
лей по сравнению с обработкой на молотах выше на 5%, инстру-
ментальных— на 15%, быстрорежущих — на 20% [37].
Проходные РОМ позволяют даже заменять сортопрокатные
станы при незначительном годовом выпуске проката (150—
250 тыс. т) и широком сортаменте как по размерам, так и по маркам
сталей [28]. При этом технические возможности РОМ изготовле-
ния профилей круглого, квадратного и прямоугольного сечений
обеспечивают точность в 2 раза выше точности прокатываемых
на станах прутков [20].
На металлургических заводах РОМ используют в составе
автоматизированных комплексов, в которые входят РОМ, два мани-
пулятора с вращающимися зажимными головками, загрузочные
и разгрузочные устройства и другие вспомогательные механизмы
(направляющие конвейеры, оправки и др.). Автоматизированный
комплекс может эксплуатироваться в ручном, полу- и автоматиче-
ском режимах. При ковке слитков и заготовок, как правило, приме-
няют полуавтоматический режим.
Автоматизированный комплекс на базе РОМ является основой
поточных линий, которые дополнительно оснащают высоко-
производительными нагревательными печами, пилами горячей
резки, холодильником, копильной и термической печами [37]. Все
оборудование соединено роликовыми конвейерами.
Автоматизированные комплексы на базе крупных РОМ приме-
няют как непосредственно для получения готовых поковок из
слитка, так и в различном сочетании с другим передельным оборудо-
ванием (гидравлические ковочные прессы, молоты, прокатные
станы) в сквозной технологической последовательности: слиток —
готовая поковка [30].
Для передела слитков и заготовок из различных легированных
сталей и сплавов в СССР с 1977 по 1983 г. были пущены в эксплуа-
11
тацию два автоматизированных комплекса на базе РОМ усилием
на бойке 10 МН (заводы «Электросталь» и «Днепроспецсталь») и
один на базе РОМ усилием 3,4 МН (завод «Днепроспецсталь»)
[4, 5, 6, 101. Для обработки таких сталей используются РОМ
различных типоразмеров для замены в кузнечных цехах морально
устаревших, физически изношенных молотов.
1.2. ТИПОВЫЕ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ ПРОЦЕССЫ
ПРОИЗВОДСТВА ПОКОВОК НА РОМ
Выпускаемое для радиального обжатия оборудование можно
разделить по принципу технологического назначения на четыре
группы. К первой группе относятся РОМ для изготовления поко-
вок (сплошных и полых) из легированных сталей и сплавов, в том
числе титановых. В основном к ним могут быть отнесены РОМ
мод. SX (ковочные, с раздельным регулированием бойков), SXP
(с программным управлением), SXL (с раздельным регулированием
бойков, для изготовления длинномерных изделий) усилием 150—
25 000 кН.
Ко второй большой группе РОМ относятся машины для хо-
лодного деформирования полых заготовок стволов охотничьего
и стрелкового оружия, причем на них возможно оформление
внутреннего канала в окончательном, не требующем дальнейшей
обработки, виде, в том числе с нарезами. Представителями этой
группы являются машины мод. SVK и SHK [281.
В третью группу РОМ входят машины для изготовления сплош-
ных ступенчатых поковок, близких по размерам к готовым изде-
лиям, полых поковок небольшой длины, таких, как замки буриль-
ных труб, а также поковок вагонных осей. К этой группе могут
быть отнесены машины мод. SXH, SXP, SHP, CNC.
Четвертая группа объединяет машины специального назна-
чения для заковки горловин баллонов (мод. SHFL-416), высадки
труб (мод. RS-27), ковки заготовок пружин переменного сечения
(мод. SHK-0,6), штамповки заготовок (мод. SG) и проходные
машины (мод. SDR).
1.2.1. Изготовление гладких поковок
Радиальное обжатие напоминает операцию протяжки в вырез-
ных ковочных бойках. В отличие от обычной ковки на молотах
и прессах в рассматриваемом процессе деформация проводится
не за счет удара или единичного интенсивного обжатия, а в ре-
зультате приложения большого числа обжатий одновременно
по всему периметру заготовки с относительно малой степенью
деформации за одно обжатие четырьмя или более бойками, рас-
положенными в одной плоскости и сходящимися в радиальном на-
правлении (рис. 1.2). Обжатия следуют друг за другом с частотой
150—2000 ходов в минуту в зависимости от модели машины (см.
табл. 1.1). Точность поковок обеспечивается наладкой машины,
12
Рис. 1.2. Кинематическая схема ковочного
блока четырехбойковой РОМ усилием
10 МН
имеющей жесткую характеристику
в отличие от традиционного уни-
версально-ковочного оборудова-
ния, приспособленного для много-
образных операций (протяжка,
осадка, рубка и др.), обладающего
гибкой характеристикой рабочего
хода.
Наиболее широкое распростра-
нение в мире получили четырех-
бойковые РОМ различного назначения. Австрийская фирма
GFM приняла единую буквенную и цифровую индикацию РОМ:
А — автомат, D — дорн, оправка, Е — моноблок, G — штамп,
Р — программное управление, 7? — труба, F — баллон; S —
для ковки, S — для вытяжки, К — ДЛЯ холодной ковки; Н —
горизонтальная, V — вертикальная, L — для удлиненных по-
ковок, X — с раздельным регулированием бойков. Цифры после
букв обозначают максимальный наружный диаметр (в сантимет-
рах) исходной заготовки.
Гладкие сплошные поковки изготовляют в основном на РОМ
мод. SXL, SXP усилием на боек 1,25—30 МН (SXP10—SXP85).
В процессе ковки заготовка круглого сечения подается в осе-
вом направлении и одновременно поворачивается относительно
бойков. Вращательное движение зажимной головки манипулято-
ров при ковке круглых поковок проводится с постоянной скоро-
стью и согласуется с тактом обжатий их бойками, прекращаясь
в момент деформирования, так же как и осевая подача. Калиб-
ровка универсальных бойков и бойков для ковки круга и полосы
приведена на рис. 1.3—1.5.
Технологический процесс ковки осуществляется следующим
образом. После зажима конца слитка (заготовки) головка мани-
пулятора, перемещаясь к ковочному блоку, вводит свободный
конец слитка (заготовки) в очаг деформации. После обжатия
передний конец слитка захватывается зажимной головкой второго
манипулятора, находящегося с другой стороны ковочного блока,
продолжающей подачу и вращение. В зависимости от требуемого
суммарного обжатия процесс повторяется несколько раз (про-
ходов). Если после первого прохода длины слитка не хватает
для перехвата второй головкой, обжатие переднего конца про-
должается с помощью первой зажимной головки до достижения
необходимой вытяжки.
Поскольку заготовку обжимают одновременно с четырех сто-
рон, в очаге деформации создается благоприятная схема на-
пряженного состояния, уменьшающая вероятность возникновения
13
Рис, 1.3. Боек РОМ усилием 10 МН для получения поковок круглого сечения
или развития поверхностных дефектов. Ковку на РОМ ведут
в условиях стабильного температурного режима вследствие вы-
сокой частоты ударов и наличия двух манипуляторов. При пра-
вильном выборе режима ковки можно полностью компенсировать
падение температуры разогревом за счет теплового эффекта пла-
стической деформации, поэтому ковка может осуществляться до
конечного размера с одного нагрева с большой суммарной сте-
пенью деформации. Так, при ковке углеродистых, конструкцион-
ных сталей суммарная вытяжка достигает 16—10, коррозионно-
стойких— 8—6 [27, 33].
Специфика процесса деформирования металла на РОМ позво-
ляет проводить горячую пластическую обработку слитков (заго-
товок) из труднодеформируемых малопластичных сталей и спла-
вов, имеющих узкий температурный интервал деформирования,
Рис, L4. Универсальный боек РОМ усилием 10 МН для ковки заготовок круглого
и прямоугольного сечения
14
Рис. 1.5. Блок бойков для ковки полосовых заготовок:
А, Б « пары одинаковых бойков
значительно более эффективно, чем при ковке на прессах или моло-
тах. Если, например, гладкая поковка из быстрорежущей стали
требует для достижения суммарной вытяжки, равной 8, четырех-
пяти нагревов при ковке на молоте, то та же протяжка на РОМ
достигается за один нагрев [30]. Кроме того, важным преимущест-
вом при ковке малопластичных высокопрочных материалов на
РОМ является то, что повышенная дробность деформации и сравни-
тельно низкая скорость деформирования, соответствующая ско-
рости деформирования на обычных гидравлических прессах, сни-
жают деформационное упрочнение и повышают пластические свой-
ства материала в процессе радиальной ковки.
Некоторые изделия должны обладать строго определен-
ными свойствами, формирующимися в процессе обработки металла
давлением и последующей термической обработки. Эти свойства
определяют уровень эксплуатационных характеристик изделий.
Для получения заданных равномерных свойств металла требуется
стабильная технология, обеспечивающая постоянство температур-
ных, скоростных, энергосиловых параметров деформации от
слитка к слитку и в объеме каждого слитка. При переделе металла
способом ковки на молотах и прессах эти условия практически
невыполнимы.
Ковка слитков (заготовок) на РОМ, обеспечивающая непре-
рывность процесса и постоянство условий деформирования, обус-
ловливает наряду с высокой производительностью процесса также
однородность микроструктуры и свойств металла по всей длине
поковок до 18 м.
РОМ предназначены для изготовления гладких сплошных по-
ковок круглого, квадратного, прямоугольного сечений и шести-,
восьмигранных прутков. В последних случаях используются ше-
сти-, восьмибойковые РОМ. Для получения поковок квадратного
сечения применяют комплекты из четырех бойков. При этом в ком-
плекте универсальных бойков (см. рис. 1.4) ковать можно как
по схеме «квадрат—квадрат» во всех проходах, так и по схеме
«круг—круг—квадрат». При ковке квадратного профиля заготовку
подают без ее вращения. При использовании комплекта бойков для
ковки заготовки круглого сечения (см. рис. 1.3) возможно полу-
чение полуфабриката квадратного сечения в последнем проходе
при ковке по схеме «круг—круг—квадрат». В этом случае трудно
получить острые кромки квадратного профиля (за исключением
15
квадрата со стороной, равной ширине калибрующей части бой-
ков), что обусловлено формой и параметрами ковочного инстру-
мента.
На рис. 1.5 приведена калибровка специальных бойков для
ковки полос. Заготовку в процессе ковки не вращают. При этом
возможность получения поковок прямоугольного сечения обус-
ловлена тем, что расстояния между бойками можно регулировать
раздельно, т. е. попарно сдвигать в радиальном направлении.
Как показывает опыт применения РОМ, основные их преиму-
щества (высокая производительность и точность поковок, ка-
чество поверхности, равномерность механических свойств по
всей их длине, низкая себестоимость и др.) наиболее полно вы-
явлены при горячей и холодной ковке гладких поковок (железно-
дорожные оси, валы и др.) из низко- и среднелегированных кон-
струкционных сталей с невысокой структурной неоднородностью
в исходном состоянии, применяемых на предприятиях машино-
строения [11, 21]. Особый интерес представляет опыт исполь-
зования РОМ на металлургических заводах для передела трудно-
деформируемых высоколегированных сталей и сплавов на полу-
фабрикаты и готовые поковки гладкой формы по заказам других
отраслей промышленности.
1.2.2. Изготовление поковок
переменного сечения
Для получения сплошных поковок переменного сечения, при-
ближающихся по форме к готовым деталям, применяют в основном
РОМ мод. SXH и SXP, т. е. те же, что и для изготовления гладких
поковок. Указанные машины оснащены программным управлением
перемещениями бойков относительно оси ковки и осевыми пере-
мещениями манипулятора относительно бойков, что гарантирует
получение высокоточных поковок переменного сечения: кониче-
ской формы тел вращения, ступенчатой формы с коническими учас-
тками, в том числе несиммеричной формы (см. рис. 1.1). В табл. 1.2
приведены технологические, припуски и предельные отклонения
на диаметр сплошных гладких и ступенчатых поковок в зависи-
мости от их длины, которые можно достичь при горячей чистовой
ковке на РОМ мод. SXP конструкционных сталей, а в табл. 1.3—
допустимые отклонения по кривизне поковок.
Размеры обрабатываемого изделия по длине определяются
положением манипулятора с заготовкой относительно оси бой-
ков, а поперечное сечение этого изделия — положением бойков
относительно оси ковки. Ход бойков постоянный и, как правило,
нерегулируемый. Механизм обжима ковочного блока имеет уст-
ройство, посредством которого бойки в процессе своего возвратно-
поступательного движения могут приближаться к оси ковки или
удаляться от нее. Такое устройство в РОМ позволяет изменять
поперечное сечение обрабатываемой заготовки, получать ступен-
чатые поковки, в том числе конической и криволинейной формы.
16
Таблица 1.2. Технологические припуски и предельные
отклонения на диаметр поковок, изготовляемых на РОМ
Диаметр, мм Припуски, предельные отклонения, мм, при длине поковок, мм
До 1400 Св. 1400 до 3000 Св. 3000
20—25 2,5±8;| — —
Св. 25—40 315:8 4tJ:8 5±1;8
Св. 40—60 «J:? 6i}:§
Св. 60—80 б±1:8 6t? 71}:?
Св. 80—100 6il:40 71W 8i?:g
Св. 100—125 7±l;g 81} :t ioi?:£
Св. 125—160 81?’,§ i2ii:§
Св. 160—200 91?’,8 i2±i;8 i5ii:§
Св. 200—250 181|;§
При изготовлении поковок переменного сечения применяют
два основных способа ковки:
перемещение вращающейся заготовки и бойков в заданной
последовательности или одновременно (при ковке конических
участков);
перемещение бойков относительно оси ковки, изменение рас-
стояния между ними при неподвижной заготовке (манипуляторе).
Первый способ ковки может выполняться движением мани-
пулятора с заготовкой «в» бойки или «из» бойков.
Степень деформации за проход при ковке на РОМ зависит
не от хода бойка, а определяется угловыми и размерными соотно-
шениями между зонами заходного и калибрующего участков ра-
бочей зоны бойка. При ковке поковок как гладких, так и перемен-
Таблица 1.3. Допустимые отклонения по кривизне поковок
после ковки на РОМ
Длина поковок Допустимая кривизна Длина поковок Допустимая кривизна Длина поковок Допустимая кривизна
мм мм мм
400 2 1600 8 3000 15
600 3 1800 9 3200 16
800 4 2000 10 3400 17
1000 5 2200 11 3600 18
1200 6 2400 12 3800 19
1400 7 2600 2800 13 14 4000 20
17
ного сечения используют одно- и двухзаходные бойки. Принципы
выбора и назначения углов и размеров рабочего профиля бойка
для изготовления на РОМ гладких поковок из различных материа-
лов в заготовительном производстве машиностроения приведены
в работе [17].
При горячей ковке гладких поковок всего размерно-мароч-
ного сортамента на металлургических заводах используют длин-
ные бойки с малой конусностью заходного участка (4—10°).
Эта универсальность в выборе бойков обусловлена прежде всего
серийностью производства и требованиями к качеству поковок.
В машиностроении изготовление поковок переменного сечения
осуществляют в горячем и холодном состояниях. В связи с много-
численным типоразмерным сортаментом указанных изделий и раз-
личными условиями их ковки необходимы выбор и назначение
углов и размеров рабочего профиля бойков в большем разнообра-
зии, чем для ковки гладких поковок. Назначаемые припуски на
номинальные размеры ступенчатых изделий в значительной сте-
пени зависят от геометрических характеристик инструмента. Так,
параметры конусных участков поковок определяются углом и
длиной заходного участка бойка. Длину впадин ступенчатых по-
ковок увязывают с длиной калибрующего участка бойка (послед-
няя должна быть меньше).
Ступенчатые валы и другие изделия переменного сечения от-
носительно малых габаритных размеров, т. е. длиной до 400 мм,
стараются проковывать из одной заготовки несколько штук, раз-
деляя готовую поковку вне радиально-обжимной машины. Ради-
альную ковку, как правило, осуществляют с помощью програм-
ного управления.
1.2.3. Изготовление полых поковок
Для холодного радиального обжатия полых заготовок приме-
няют РОМ мод. SUK, SHK усилием 0,8—6,5 МН, а проектируют
РОМ мод. SHK-67 усилием до 50 МН. На этих машинах поковку
по внутреннему диаметру можно оформлять в окончательном виде.
Ковочные машины мод SHD предназначены для точной ковки
труб в горячем и холодном состояниях с использованием оправки.
Трубы калибруют в холодном состоянии.
РОМ мод. SXP усилием 3,4—30 МН используют для изготовле-
ния длинномерных полых толстостенных заготовок в горячем
состоянии, в том числе переменного сечения. Эти машины обору-
дованы специальными устройствами для крепления и передвиже-
ния оправок, которые могут вращаться. Оправки располагают
в пустотелых шпинделях одной или обеих зажимных головок ма-
нипуляторов.
Полые заготовки можно ковать без оправок. При этом исполь-
зуют бойки определенной конфигурации, копирующей контур
изделия, с длиной, равной длине обрабатываемого участка
в определенном месте по длине заготовки, а также бойки неболь-
18
Рис. 1.6. Схема ковки полой заготовки с неподвижной оправкой:
1 — вахват оправки; 2 неподвижная оправка; 3 — бойки; 4 ** манипуляторная го-
ловка (фирма GFM)
шой длины с одним калибрующим участком, изменяющие вели-
чину обжатия относительно оси вращающейся заготовки по за-
данной программе и др. Ковать можно без оправок при соотно-
шении наружного диаметра к толщине стенки заготовки d/d
< 35 и тогда, когда основная задача — изменение наружных раз-
меров, а точность по внутренней поверхности не требуется.
При этом следует учитывать, что в процессе обжатия толщина
стенки увеличивается в зависимости от относительного обжатия
по диаметру [21]. Если требуется выдержать точность как на-
ружных, так и внутренних размеров и обеспечить концентричность
окружностей, то используют оправки различной конструкции
(рис. 1.6, 1.7).
Оправки больших диаметров (до 250 мм) [14] изготовляют
полыми, водоохлаждаемыми (давление воды 2—4 МПа), например,
из инструментальной легированной стали типа ЗХЗМЗФ. При
этом температура может достигать 1200 °C в месте контакта оп-
равки с заготовкой и составлять 50—20 °C на внутренней поверх-
ности оправки. В процессе эксплуатации водоохлаждаемых опра-
вок выявилось, что если обжатие полых заготовок, нагретых
в пламенных печах по обычной технологии, протекает нормально,
то обжатие заготовок, нагретых с уменьшенным слоем окалины
на внутренней поверхности (индукционный или малоокислитель-
ный нагревы), затруднено или даже невозможно из-за схватывания
металла заготовки с оправкой. Это приводит к увеличению усилия
Рис. 1.7. Схема ковки полой ступенчатой заготовки на подвижной оправке (фирма
GFM)
19
деформирования, рывкам или даже к закову оправок. Проблема
эта решается с помощью нанесения жаропрочного слоя, например,
карбида вольфрама на рабочую поверхность методом детонацион-
ного газового напыления.
Для горячей ковки толстостенных гладких полых поковок
или для холодной ковки тонкостенных труб применяют короткие
оправки, которые устанавливают посредством штанг между бой-
ками стационарно. При таком процессе зажимная головка подает
трубу на оправке через бойки вдоль оси ковки (см. рис. 1.6).
При горячей радиальной ковке толстостенных полых заготовок
из высоколегированных сталей на оправке возможно получение
вытяжки, равной 5 по сечению за один проход. Одновременно
осуществляются полирование внутренней поверхности и прора-
ботка структуры металла. На коротких оправках изготовляют
также внешнеступенчатые полые длинномерные поковки.
Для получения переменного внутреннего диаметра, а при
необходимости и внешнего предусматривают схемы радиального
обжатия на длинных ступенчатых оправках, в том числе попарно
состыкованных, передвигающихся одновременно с обрабатывае-
мой заготовкой. На рис. 1.7 представлен процесс получения пусто-
телого ступенчатого вала на подвижной оправке. Для наглядности
заготовка показана неподвижной, а боек — в динамике. После
окончания деформирования бойки автоматически разводятся,
а оправка с помощью съемного цилиндра извлекается из заготовки
в полый шпиндель зажимной головки. Передвижная конусная оп-
равка с помощью радиального обжатия позволяет получать также
внутренние отверстия коническими по всей длине.
Для указанных целей предназначены РОМ мод. SHK. На
этих машинах реализованы схемы радиальной ковки на ступенча-
тых оправках как длинных, так и коротких (двухступенчатых),
меняющих свое положение в очаге деформации по заданной про-
грамме. При этом возможно оформление на внутреннем диаметре
как выступов, так и впадин, неоднократно повторяющихся по
длине поковки.
Автоматический режим работы РОМ, увязывающий синхрон-
ное изменение положения бойков с перемещениями зажимных
головок в соответствии с заданными параметрами, позволяет
формировать более сложные профили полых поковок, представля-
ющих собой сочетание уступов, выступов, цилиндрических и ко-
нических участков различной протяженности. Многообразие ти- '
пор азмеров изготовляемых полых поковок требует для осуществ-
ления процесса радиальной ковки определения размеров и формы
исходной заготовки, расчета оптимальной степени укова, числа
проходов, выбора типа оправок (короткой или длинной, гладкой
или ступенчатой, стационарной или подвижной) и их числа (одна
или две), выбора типа бойков (одно-, двусторонние или только
с калибрующими участками различной формы, радиусные, пло-
ские или вырезные) и т. д. Типовые технологические схемы полу-
20
чения на РОМ многочисленных по форме пустотелых поковок
представлены в работах [19, 23, 25, 41].
Изготовление на РОМ фасонных профилей на внутренней по-
верхности труб, поковок в виде ребер, шлицевых канавок, винто-
образной нарезки, полостей различного многоугольного сечения
осуществляется как в горячем, так и в холодном (преимущественно)
состояниях с использованием фасонных оправок. Кинематика
процесса радиального обжатия на этих оправках заготовок с
внутренним фасонным профилем аналогична ковке полых заго-
товок на коротких гладких оправках.
Опыт, полученный в нашей стране и за рубежом, показывает,
что применение РОМ для формообразования полых заготовок
труб, валов, осей, цилиндров и других изделий не только позво-
ляет коренным образом снизить металлоемкость, трудоемкость
производства, повысить уровень и равномерность механических
свойств, но и открывает новые возможности совершенствования
смежных технологических операций (подготовки исходных заго-
товок-слитков, упрочняющей термообработки), в том числе в коопе-
рации в одном рабочем процессе с другим обрабатывающим обору-
дованием, а также усложнения конструкции самой детали, по-
вышения ее эксплуатационных свойств.
1.2.4. Изготовление специальных
и сложно профильных поковок
Принцип четырехстороннего обжатия по замкнутому контуру
заготовки открыл широкую область применения этого вида обжа-
тия. Кроме приведенных ранее типовых видов работ, выполняемых
на РОМ, на этих машинах можно выполнять такие операции, ко-
торые другими методами обработки осуществить практически
невозможно или затруднительно и менее эффективно.
РОМ позволяют изготовлять с большой точностью и произво-
дительностью различные фасонные изделия, сложные асиммет-
ричные профили U-образного, двутаврового сечений, пустотелые
изделия со сложной конфигурацией внутренней поверхности, пла-
кированные различными материалами, в том числе неметалличе-
скими, нагревательные элементы, нити накаливания; осуществ-
лять различные сборочные операции и др.
На машинах в специальном исполнении, состоящих из двух
РОМ типа SH06 со специальным загрузочным устройством изго-
товляют двухконусные прутки для производства пружин [37].
Исходным материалом является проволока, деформируемая в хо-
лодном состоянии. Производительность этих машин — около
110 прутков/ч. Эти прутки затем скручивают в пружины.
Специальная ковочная машина SXP02 предназначена для полу-
автоматического производства прямоугольных лезвий из круглых
заготовок. За три обжатия происходит ковка заготовки с круглого
сечения на двухконусное прямоугольное сечение с производи-
21
тельностью 100 шт/ч, при этом обеспечивается качество деталей,
не достигаемое ранее.
Наиболее мощные РОМ усилием 10—30 МН позволяют ко-
вать крупногабаритные длинномерные поковки различного про-
филя (см. рис. 1.1) с высокой прямолинейностью, обусловливаю-
щей возможность получения жестких припусков и предельных
отклонений на размер поковок длиной до 18 м, не достигаемых
при обработке слитков на другом ковочном оборудовании [41.
Институт УкрНИИспецсталь осуществил экспериментальную
горячую ковку на РОМ мод. SXP-55, SXP-25 капсул со свободно
насыпным порошком быстрорежущей стали на передельную за-
готовку. Установлена перспективность применения РОМ для об-
работки биметаллических слитков и заготовок. Универсальность
этих машин, устойчивость и гибкость процесса радиального об-
жатия позволяет расширить области их применения для изго-
товления уникальных изделий.
1.3. ОСНОВНЫЕ СХЕМЫ УСТРОЙСТВ
ДЛЯ РАДИАЛЬНОГО ОБЖАТИЯ
Существует значительное число модификаций РОМ, отличаю-
щихся ориентацией деформируемой заготовки (вертикальные и
горизонтальные), числом бойков (от 2 до 8), типом привода (ме-
ханический и гидравлический), степенью автоматизации (машины
с ручной загрузкой и ручной подачей заготовок; полуавтоматы,
в которых загрузка заготовок в подающее устройство осуществля-
ется вручную, а подача и обработка —- автоматически; автоматы,
в которых загрузка и обработка изделий осуществляются авто-
матически).
Наиболее близки к традиционным видам кузнечно-штамповоч-
ного оборудования двухбойковые машины, выпускаемые обычно
в горизонтальном исполнении как с механическим, так и с гид-
равлическим приводом.
Классификация РОМ основана на характеристиках кинематики
передачи движения рабочим органам, их конструктивном испол-
нении и структурном строении.
По структурному строению РОМ подразделяют на машины
с постоянным и переменным обжатием, простого и двойного дейст-
вия [38].
Существенным признаком всех РОМ является то, что привод
инструмента осуществляется посредством жесткой кинематиче-
ской связи эксцентриковый вал-шатун (или рычаг) — боек. Все
РОМ подразделяют на роликовые, рычажные, гидравлические и
кривошипно-шатунные.
1.3.1. Роликовые и рычажные РОМ
Роликовые радиально-обжимные машины являются как бы
переходными от ротационно-обжимных к радиально-обжимным,
22
Рис. 1.8. Схема рычажной радиально-обжим-
ной машины:
1 вал: 2 « эксцентриковая втулка; 3 — бойки;
4 червячная пара; 5 — рычаг; 6 » корпус; 7 —'
кривошип
принципиальные схемы механизма
обжатия которых приведены в ра-
боте [17].
Регулирование обжатия в маши-
не может быть осуществлено в пе-
риод ее наладки путем изменения
расстояния между опорным роликом
и роликом, соединенным с ползуном,
посредством установки опор. При
работе РОМ эксцентриковый вал приводит в движение тягу,
которая, совершая возвратно-поступательное движение, расклини-
вает ролики, заставляя перемещаться к центру ползуны с бойками
и обжимать заготовку. За один оборот эксцентрикового вала
бойки производят два обжатия.
В машине с переменным обжатием конструктивно возможно
изменять положение бойков в процессе обработки за счет переме-
щения регулировочных клиньев, воздействующих на опоры.
Фирма Isikavadsima Harima Dzukoge (Япония) разработала
двухбойковую рычажную автоматическую РОМ усилием 2000 кН,
управляемую ЭВМ. Привод бойков осуществляется двумя криво-
шипно-шатунными механизмами и двуплечими рычагами от одного
электродвигателя. Машина оснащена магазином со сменными бой-
ками и двумя манипуляторами, предназначена для изготовления
ступенчатых валов, круглых и многогранных прутков, полос
прямоугольного сечения, полых цилиндрических и конических
заготовок, а также дисков со ступицами. Частота ходов бойков
составляет 80 и 160 мин"1 при ходе ползунов соответственно 20
и 10 мм. Расстояние между ползунами при сомкнутых бойках регу-
лируется в пределах 250 мм за счет смещения по горизонтали оси
качания двуплечего рычага. При изготовлении ступенчатого вала,
максимальный диаметр которого 140 мм и длина 1600 мм, полу-
ченного из прокатанной заготовки, допуск на диаметр ступеней
составляет 1,0 мм, относительное смещение осей ступеней — не
более 1,5 мм. Аналогичные машины фирма выпускает усилием
до 15000 кН, система управления от ЭВМ позволяет повысить про-
изводительность машины на 50%.
В рычажной РОМ поступательное движение бойкам переда-
ется от эксцентрикового вала системой рычагов, соединенных
с эксцентриковым валом и бойками.
Так, например, фирма Usine de Wecker (Люксембург) изго-
товляет машины с рычажным механическим приводом (рис. 1.8).
Вал с установленными на нем двумя эксцентриками приводит
в действие два кривошипа, сообщающих колебательное движение
23
рычагам, на которых установлены бойки. Ход бойков регулиру-
ется смещением эксцентриковых втулок посредством червячной
пары. Благодаря свободному доступу к бойкам с вертикальным
разъемом обеспечивается легкость обслуживания, смены инстру-
мента, удаления грязи и окалины. Машины этого типа применяют
в основном для горячего деформирования как сплошных, так и
полых изделий, в том числе для закатки баллонов. Заготовку за-
жимают в шпинделе, который обеспечивает ее подачу в бойки и
вращение относительно продольной оси.
Роликовые и рычажные РОМ применяют в заготовительном
производстве машиностроения.
1.3.2. Гидравлические РОМ
Применение в РОМ исполнительного механизма с гидравличе-
ским приводом представляется перспективным. Гидравлические
четырехбойковые РОМ усилием 2,5—10 МН изготовила фирма
Sack (ФРГ). По рекламным данным фирмы, эти машины сочетают
преимущества гидравлических прессов свободной ковки и
радиально-обжимных машин, а именно:
ковка и уплотнение металла происходят вплоть до осевой зоны
заготовки без возникновения поверхностных дефектов;
обеспечивается высокая производительность, поскольку число
ходов в минуту увеличено до ранее не достигаемого на гидравли-
ческих прессах уровня (180 ходов в минуту для РОМ усилием
2,5 МН);
быстрая настройка к изменяющемуся сортаменту обрабатывае-
мых заготовок;
возможность ковки круглых, квадратных, прямоугольных
штанг, а также полых профилей и ступенчатых осесимметричных
фасонных изделий;
действие полного усилия в течение всего хода инструмента
благодаря гидравлическому приводу;
легкость обслуживания благодаря удобству доступа ко всем
важным узлам самой машины и привода.
Привод РОМ гидравлический, от тетранасоса, имеющего
четыре плунжера двойного действия, работающих через редуктор
и общий кривошипно-шатунный механизм от электродвигателя.
Каждый плунжер работает на один из главных цилиндров пресса,
благодаря чему движение плунжеров РОМ синхронизируется.
Число ходов инструмента в минуту определяется скоростью
вращения электродвигателя и передаточным отношением переклю-
чаемого редуктора. Ход бойков зависит от соотношения площадей
поперечных сечений плунжера пресса и насоса. Для обоих пара-
метров (числа ходов в минуту и величины хода) могут быть выб-
раны два значения. Конец хода инструмента можно изменять с по-
мощью регулирующих устройств в соответствии с размерами
заготовки. Обратный ход бойков обеспечивается давлением в мас-
ляном аккумуляторе, действующем на рабочую поверхность
24
Таблица L4. Техническая характеристика гидравлических
РОМ фирмы Dani el i (Италия)
Параметр Типоразмеры РОМ
250 320 450 630 800 | 1400
Максимальные размеры (диаметр/ сторона квадрата) исходных загото- вок, мм 260/180 330/240 420/290 510/350 720/500 1100/760
Диаметр готовых заготовок (макси- мальный/мини- мальный), мм 190/50 260/50 300/80 390/80 570/150 900/150
Усилие ковки для каждого бойка, МН 2,5 3,2 4,5 6,3 8,0 14,0
Ход бойков, мм 25 25 30 30 40 50
Число ударов бой- ков в 1 мин 250 250 210 210 170 170
Установленная мощность приво- да, кВт 1X500 1X500 1X900 1X1250 1X1800 2Х 1600
рабочих плунжеров двойного действия. РОМ снабжена програм-
мным управлением, процесс ковки обслуживается одним челове-
ком.
Экспериментальные образцы гидравлических РОМ, как пока-
зал опыт их эксплуатации [38], по ряду параметров уступают
известным РОМ с механическим приводом. Они имеют больший
расход энергии за цикл работы, меньшее число ходов инстру-
мента, более высокий уровень шума, менее надежную систему
синхронизации работы бойков, меньшую точность размеров полу-
чаемых поковок. По указанным причинам серийное производство
РОМ в фирме Sack не налажено и они не получили в настоящее
время широкого распространения.
Гидравлические ковочные машины, разработанные фирмой
Danieli (Италия), применяют в производстве поковок из специаль-
ных сталей [301. В табл. 1.4 представлена краткая техническая
характеристика типоразмерного ряда гидравлических РОМ уси-
лием 2,5—14 МН.
Номенклатура изготовляемых изделий включает как сплошные
поковки типа гладких и ступенчатых валов, так и изделия с внут-
ренним каналом. Поковки, получаемые на РОМ с гидроприводом,
имеют погрешность ±1 мм на диаметре до 150 мм; для больших
25
Рис. 1.9. Схема привода РОМ фирмы Da-
nieli (Италия), обеспечивающая сложное
движение бойков
диаметров погрешность составляет
0,015D (где!) — диаметр поковки).
В одной из модификаций гид-
равлических РОМ фирмы Danieli
(тип 7?) применена оригиналь-
ная схема привода, обеспечиваю-
щая наряду с радиальным по от-
ношению к заготовке движением
бойка его одновременное попереч-
, ное смещение (рис. 1.9). Криво-
шипный механизм, синхронизированный посредством редуктора,
осуществляет рабочий ход плунжеров главных цилиндров, пере-
дающих усилие на бойки и далее на заготовку, что позволяет ре-
ализовать схему взаимного движения бойков по типу диафрагмы.
Это дает возможность проводить обжатие заготовок в большом
интервале поперечных размеров и со значительными единич-
ными обжатиями (без смены инструмента при изготовлении изде-
лий различной конфигурации) (рис. 1.10).
РОМ типа U применяют для изготовления поковок сплошных
и полых круглого сечения, а также квадратного, прямоуголь-
ного и шестиугольного сечения, в последних двух случаях в комп-
лект бойков входят соответственно пара бойков Т-образного сече-
ния или пара вырезных бойков (рис. 1.11).
Гидравлические РОМ фирмы Danieli более быстроходные, чем
РОМ фирмы Sack (соответственно 250 и 180 ходов в минуту для
машины усилием 2,5 МН). По материалам фирмы, РОМ итальян-
ского производства обладают высокой производительностью (до
Рис. 1.10. Схема ковки поковок круглого сечения на машине типа R из различных
заготовок:
а — квадратных; б — круглых; в — восьмигранных; а — полых на оправке
26
°) S)
. в) г)’
Рис, 1.11. Схема ковки различных поковок на машинах типа U из различных за-
готовок:
а — круглых из многоугольных; б — полых из полых, на оправке; в <— квадратных
и прямоугольных из круглых; г — шестигранных из круглых
40 тыс. т/год), что позволяет использовать их в качестве заготовоч-
ного стана или черновой клети в линии прокатного стана [26, 30].
Отмечается также, что по сравнению с механическими РОМ они
имеют более высокий КПД. В результате ковки заготовок с еди-
ничными обжатиями, равными 25—50 мм каждым бойком в за-
висимости от типоразмера РОМ (см. табл. 1.4), обеспечивается про-
работка структуры металла до осевой зоны заготовок.
Фирма рекомендует использовать гидравлические РОМ в линии
с машинами непрерывного литья заготовки, отмечая, что при этом
достигается экономия энергозатрат до 50%. Сообщается о воз-
можности обработки на гидравлических РОМ жаропрочных спла-
вов и управления процессом ковки в автоматическом режиме
с помощью ЭВМ.
Фирма Andritz AG (Австрия) разработала гидравлическую двух-
бойковую машину, сочетающую конструктивные решения и тех-
нологические возможности гидравлических ковочных прессов и
радиально-обжимных машин. В процессе разработки машины
на модельной установке усилием 1600 кН были отработаны режимы
деформирования (обжатие, подача, кантовка, частота ходов) для
создания технологических процессов, обеспечивающих изготов-
ление поковок из высоколегированных и цветных сплавов.
По сути дела, машина представляет собой гидравлический ко-
вочный пресс (рис. 1.12) со станиной 1 замкнутого типа и двумя
горизонтальными цилиндрами 2. Для синхронного движения
бойков, установленных на плунжерах гидроцилиндров, в гидро-
системе машины предусмотрен дозатор 3, обеспечивающий подачу
равного количества жидкости в каждый цилиндр. Давление в си-
стеме создается насосной станцией 4, Возвратное движение плун-
жеров в исходное положение осуществляется под давлением масла
~16 МПа.
27
Рис. 1.12. Схемы гидравличе-
ской ковочной машины фирмы
AndritzAG (Австрия)
Отличительной особенностью ма-
шины является наличие двух мага-
зинов бойков, установленных свер-
ху на раме пресса и вмещающих
четыре комплекта инструмента. С
помощью специального гидроприво-
да бойки подаются и фиксируются
в рабочем положении; полная смена
инструмента занимает около 3 мин.
Следует отметить, что каждый из
бойков по высоте имеет два рабо-
чих участка — как правило, один
плоский и один радиусный. Таким
образом, в ходе ковки можно осу-
ществлять обжатие различными
участками бойков путем их смеще-
ния по высоте, на что затрачивает-
ся ~30 с.
Для перемещения заготовки в ходе ковки машина оснащена
двумя манипуляторами. Загрузка и разгрузка ковочной уста-
новки осуществляется с помощью клещевых захватов, принимаю-
щих заготовку со специального роликового конвейера и передаю-
щих ее манипуляторам, и наоборот.
Технологические возможности машины могут быть расширены
за счет поставляемого по заказу приспособления для ковки труб-
ных заготовок на оправке. Микропроцессорное управление обе-
спечивает осуществление ковки в автоматизированном режиме
(управление всеми перемещениями инструмента и заготовки и
контрольные функции) в соответствии с программами, записан-
ными на магнитных лентах. Все данные о ходе процесса и состоя-
нии оборудования выводятся на дисплей пульта управления,
что позволяет при необходимости оперативно вносить корректи-
ровки в процессе деформирования заготовки [26].
РОМ, оснащенные штампами для получения поковок различ-
ной конфигурации (например, заготовок турбинных лопаток),
в отличие от остальных моделей фирмы GFM имеют пневмогидрав-
лический привод. Основными элементами его являются ползун
с установленными штампами, гидрораспредлитель, перемещающий-
ся под действием сжатого в аккумуляторе азота поршень, насос-
ная станция для обеспечения рабочего хода ползунов, насосная
станция для возвратного движения ползунов.
Машины этого типа могут быть оснащены либо двумя ползу-
нами (горизонтальными) со штампами, либо четырьмя (горизон-
тальными и вертикальными), причем во втором случае вертикаль-
ные ползуны предназначены для предварительного формоизме-
нения [26].
28
1.3.3. Кривошипно
(эксцентриково)-шатунные РОМ
Кривошипно-шатунные РОМ с механическим приводом явля-
ются наиболее совершенными из всего рассмотренного класса
машин. В зависимости от назначения кривошипно-шатунные
РОМ изготовляются с постоянным и регулируемым (переменным)
обжатием в вертикальном и горизонтальном исполнениях. Верти-
кальные РОМ имеют ограниченный сортамент изготовляемых по-
ковок по длине, сечению и форме, по сравнению с горизонтальными
машинами.
Трехбойковые РОМ вертикального исполнения выпускает
фирма Von Roll (Швейцария). Бойки расположены вокруг детали
через 120° и приводятся в движение от синхронно вращающихся
эксцентриковых валов через шатунный механизм. Эксцентрично
перемещаемые элементы конструкции одновременно являются
подшипниками для валов и связаны друг с другом посредством
зубчатого зацепления. Это дает возможность одновременно изме-
нять положение указанных элементов, тем самым осуществляя
изменение величины хода бойков и диаметра заготовки.
После установки заготовки в вертикальный шпиндель машины
система ЧПУ обеспечивает поддержание технологических пара-
метров в автоматизированном режиме. Благодаря высокой частоте
ударов и малому времени контакта инструмента с заготовкой
теплоотвод через бойки незначителен, что позволяет достигать
высоких степеней деформации и отковывать детали достаточно
сложной конфигурации с одного нагрева. Как и всем РОМ с ме-
ханическим приводом, моделям фирмы Von Roll присуща высо-
кая точность получаемых изделий —- величина отклонений
± (0,15 —- 0,25 мм) на диаметр. Вертикальное положение дефор-
мируемой заготовки гарантирует прямолинейность получаемого
изделия и свободное опадение окалины, что исключает возмож-
ность ее заштамповки в поверхностные слои металла изделия.
Бойки имеют достаточно простую форму и легко заменяются в те-
чение 3—5 мин, что обеспечивает эффективность применения рас-
сматриваемых РОМ даже для малых партий .изделий—10—
20 шт.; при замене зажимных приспособлений время переналадки
не превышает 20 мин.
Наиболее широкий типоразмерный ряд разработан для кри-
вошипно-шатунных РОМ в горизонтальном исполнении (см.
табл. 1.1), что свидетельствует о комплексе преимуществ этих
машин по сравнению с другими рассмотренными моделями РОМ.
По сравнению с гидравлическими (см. табл. 1.4) кривошипно-
шатунные РОМ мелких и средних размеров по допускаемому
усилию на бойке, например до 6,3—6,5 МН, обладают несколько
большим числом ходов бойков в минуту. Это преимущество
положительно сказывается при ковке средних и особенно мелких
профилей поковок из легированных сталей, которые в процессе
29
Рис. 1.13. Схема устройства проходной
РОМ и работы в начале (а) и конце (б)
обжатия:
1 заготовка; 2 — боек; 3 корпус ко-
вочного блока
деформацииостываютзначитель-
но быстрее, чем крупные. В бо-
лее мощных РОМ эта характери-
стика практически выравнивает-
ся, и гидравлические машины,
имеющие большую величину
единичных обжатий, на наш
взгляд, предпочтительнее для
производства крупных поковок
в связи с лучшей проработкой
структуры металла по всему
сечению.
Гидравлические РОМ имеют большую установленную мощность
привода. Так, РОМ усилием 8 МН имеет установочную мощность
привода 1Х 1800 кВт, усилием 14 МН — 2Х 1600 кВт (см. табл. 1.4),
а кривошипно-шатунная РОМ усилием 10 МН фирмы GFM —
2x630 кВт.
Прецизионные РОМ — это машины кривошипйо-шатунного
исполнения. Они предназначены для получения высокой точности
размеров по сечению поковок сплошных и полых, гладких и пере-
менного сечения. Достигаемую на РОМ точность размеров поковок
и незначительную кривизну по их длине (см. табл. 1.2, 1.3) не-
возможно обеспечить при деформировании металла на другом ко-
вочном оборудовании. Это справедливо при использовании РОМ
как в машиностроительных, так и в металлургических отраслях
промышленности при ковке различных материалов в горячем или
холодном состоянии.
Синхронный ход бойков в прецизионных кривошипно-шатун-
ных РОМ постоянный и, как правило, нерегулируемый. Постоян-
ство непрерывного возвратно-поступательного движения бойков
обеспечивается за счет кривошипно-шатунного механизма, при-
водимого в движение от электродвигателей. В машинах имеется
гидравлическое устройство, посредством которого регулируется
расстояние бойков от оси ковки, как правило, между проходами
при изготовлении гладких поковок, а также в процессе прохода
заготовки при формировании ступенчатых сечений. В первом слу-
чае суммарное обжатие за проход обусловливается только кон-
струкцией инструмента (углом заходного конуса и размерными
соотношениями между зонами обжима и калибрования). Криво-
шипно-шатунные РОМ, как правило, оснащены программным
управлением процесса ковки, что также способствует обеспече-
нию высокой точности размеров. Уже разработаны и освоены спе-
циализированные продольно-проходные (протяжные) РОМ, в
30
которых деформирование заготовки и ее осевое перемещение сов-
мещены в одном механизме обжима. Подача заготовки осуществ-
ляется непрерывно.
На рис. 1.13 приведена схема проходной РОМ. Принципиаль-
ное отличие ее заключается в том, что бойки совершают сложное
движение: радиальное плюс осевое. Радиальным движением про-
изводится деформирование — обжим заготовки, осевым — ее пере-
мещение. Эти РОМ, обладающие высокой производительностью,
рекомендуются для эффективного использования в металлургиче-
ском производстве для изготовления мелкосортных прутков, а
также для замены станов продольной прокатки в условиях много-
номенклатурного производства с годовым выпуском 150—250 тыс.
т. Линии имеют в своем составе наряду с ковочными блоками
РОМ клети продольной прокатки [26]; при этом может быть уста-
новлен один или два ковочных блока.
2 МЕХАНИКА
ДЕФОРМИРОВАНИЯ
ПРИ КОВКЕ
НА РОМ
2.1. ХАРАКТЕРИСТИКА ДЕФОРМАЦИОННОГО
ВОЗДЕЙСТВИЯ НА ЗАГОТОВКУ
Процесс радиального обжатия характеризуется рядом отличи-
тельных особенностей, основные из которых заключаются в сле-
дующем:
при деформировании заготовки в результате приложенного
усилия одновременно несколькими радиально перемещающимися
бойками реализуется схема неравномерного всестороннего сжатия,
при этом очаг деформации сосредоточен в областях поковки, на-
ходящихся непосредственно в зоне действия инструмента, т. е.
локализован по длине обрабатываемого изделия. Благодаря чере-
дованию обжатий с кантовками металл подвергается цикличе-
скому формоизменению и в результате накопленная суммарная
деформация может превысить среднюю деформацию, определяемую
уковом. Кроме того, дробность деформации предопределяет луч-
шую деформационную проработку элементов исходной структуры
металла;
при обжатии заготовок на РОМ с механическим приводом ход
и скорость перемещения инструмента определяются кинематиче-
ской схемой машины и не зависят от свойств деформируемой за-
готовки, что обеспечивает высокую точность получаемых изделий
и производительность процесса изготовления;
благодаря тому что при обжатии заготовок на РОМ деформи-
рующее усилие прикладывается несколькими ползунами, переме-
щающимися встречно (2, 3, 4, 6 или 8 ползунов), реализуется
замкнутая силовая схема, при которой происходит уравновешива-
ние реактивных сил в очаге деформации;
достаточно высокая скорость деформирования заготовки бой-
ками (частота ударов существенно выше, чем у традиционных ви-
дов оборудования — молотов или гидропрессов) вызывает интен-
сивный деформационный разогрев металла в ходе обжатия, что
позволяет осуществлять большинство процессов горячего дефор-
мирования без дополнительных промежуточных подогревов; при
этом сокращаются длительность процесса ковки и энергетические
затраты;
сокращение числа нагревов уменьшает глубину обезуглеро-
женного слоя, что благоприятно сказывается на уровне механиче-
ских свойств в периферийных зонах готового изделия.
32
IV ШИТ
Ф740
Рис. 2.1. Боеи для ковки цилиндрических валов: 7— IV — положение торца
заготовки на бойке для четырех стадий ковки
Бойки РОМ (рис. 2.1) имеют заходный участок с несколькими
элементами различного угла наклона и калибрующий цилиндриче-
ский участок. В соответствии с таким профилем бойков в продоль-
ном сечении можно ожидать проявление нескольких стадий в про-
цессе обжатия заготовки по мере ее подачи в бойки. В поперечном
сечении условия течения металла характеризуются незначитель-
ным уширением заготовки вследствие малой подачи и большого
охвата заготовки вырезными бойками. Однако при ковке других
заготовок, например квадратной, поверхность соприкосновения
g инструментом в поперечной плоскости меньше и возможно боль-
шее уширение, чем при обжатии цилиндрической заготовки.
При ковке на РОМ заготовку перемещают в продольном нап-
равлении «в» бойки или «из» бойков, что противодействует (или,
наоборот, способствует) вытеснению металла в продольном на-
правлении. Это, в свою очередь, определяет существование одно-
и двухпоточной схемы продольного течения металла (рис. 2.2).
Различные относительные подачи позволяют изменить характер
сил контактного трения: от активного (при малых подачах) до
тормозящего. Процесс ковки проводят в двух режимах: продоль-
ного перемещения без кантовки или ковкой участками. Например,
Рис. 2.2. Схемы ковки:
а — о подачей заготовки «в» бойки; б — с подачей заготовки «из» бойков; 1 — опора;
2 — манипулятор А; 3 — манипулятор 5; стрелками указано: сплошной — направление
подачи, штриховой «=* направление потоков вытеснения металла
2 П/р В. А. Тюрина
для квадратной заготовки первый режим состоит в обжатии ребер
заготовки, а второй — в ковке обжатой квадратной заготовки
на цилиндрический вал. В первом случае достигается большее
уширение заготовки и создаются возможности для лучшей прора-
ботки структуры металла.
Деформационное воздействие на металл при ковке оценивают
несколькими параметрами, анализируя траектории смещений и
перемещения, поля местных главных деформаций ei? е2 и мест-
ных интенсивностей деформации еь поля градиента интенсивно-
сти деформации и поля главных направлений деформации. Метод
координатных сеток позволяет получить необходимую информа-
цию.
Координатную сетку наносят в продольном сечении разъем-
ной заготовки, которую затем собирают, нагревают и обжимают
по стадиям, определяемым профилем инструмента. После каждой
стадии обжатия заготовку охлаждают, разнимают и строят тра-
ектории смещений отдельных элементов сетки. Исключив состав-
ляющую жесткого перемещения, далее получают картину дефор-
мационных перемещений для достаточно малых областей, в ка-
честве которых выбирали элементы, ограниченные центрами че-
тырех соседних окружностей сетки (рис. 2.3). Начало координат
х, у совмещают с центром окружности № 4. Положение этой
«точки» и координаты остальных «точек» (/, 2, 3) исходной сетки
окружностей последовательно фиксируют на кальке, после чего
определяют деформационные перемещения Дх1- Дх-И Дхз?
kyti Д#з- Координаты «точек» 1—3 являются исходными для опре-
деления деформационных перемещений при второй стадии об-
жатия. Для исследования развития деформации в продольном
сечении поковки по выделенным ранее стадиям обжатия заготовки
рассчитывают и строят поля местных главных логарифмических
деформаций 8i, е2, а также поля местных интенсивностей дефор-
Рис. 2.3. Схема к определению перемещений:
а исходная сетка окружностей; б — наложение отпечатка исходной сетки на сетку
после II стадии обжатия
34
маций 8^. Местные главные деформации определяют по известным
формулам:
8l = ln^-; (2.1)
8з = 1п-±-; (2.2)
83 = — (814“ в2); (2.3)
ег = -£= Vef+ 4 + , (2.4)
У
где а0 — диаметр окружностей исходной сети, мм? а, b —• длина
большой и малой осей эллипса, мм; 8ъ е2 — местные деформации
в продольном и поперечном направленияхj 8f — интенсивность
местных деформаций.
По полям деформаций можно определить их градиент:
grad 8 =-£-«-^4 (2.5)
где 8а — деформация на линии уровня еь — то же, для смеж-
ной линии уровня 6, причем [ 8а | > | еь [; I — длина отрезка нор-
мали между двумя смежными линиями уровня.
После вычисления градиента в характерных областях полей
8i, 82 и ег строят поля градиента деформаций 81, е2 и 8Р Поля
одинаковых направлений главных деформаций 8j и 82 позволяют
предсказать места уплотнения или возможных разрывов металла.
Экспериментальные методы определения местных деформаций
заключаются в сопоставлении и количественной оценке координат
определенной системы искусственных или естественных знаков:
координатных сеток, штифтов, винтов, отверстий, отдельных
зерен макроструктуры, сульфидных включений в их исходном со-
стоянии и после деформации.
Метод координатных сеток дает возможность получить боль-
шое число данных. Размер ячейки сетки выбирают исходя из того,
чтобы после деформации стороны прямоугольных сеток с доста-
точной степенью точности можно было считать прямыми, круглые
ячейки — близкими к окружностям или эллипсам. В этом слу-
чае деформированное состояние внутри ячейки близко к однород-
ному.
Для исследования течения металла и определения местных
деформаций в продольном сечении поковки исходные заготовки
с круглым или квадратным поперечным сечениями разрезали по
длине, строгали, после чего в продольной плоскости одной поло-
вины исходной заготовки наносили сетку взаимно перпендику-
лярных рисок. В узловых точках этой сетки с помощью керна
фиксировали центры окружностей исходной координатной сетки,
которые наносили механическим способом с помощью специально
сконструированной фрезерной головки. Минимальная толщина
линий сетки при этом составляла 1,0 мм. Приемлемый диаметр
2* 35
4
Рис, 2.4» Исходная заготовка с координатной сеткой окружностей различных
диаметров
окружностей исходной координатной сетки определяли экспери-
ментально по условию превращения окружностей в эллипсы.
В эксперименте исследовали поведение окружностей диаметром
15, 20, 25 и 30 мм. На вторую половину заготовки по плоскости
разъема наносили для сравнения прямоугольную координатную
сетку с размерами сторон ячеек 20 мм (рис. 2.4). После нанесения
сеток обе половины заготовки сваривали. Затем заготовку нагре-
вали до ковочной температуры (1150—1200 °C) и ковали ступенча-
36
рис. 2.6. Фотографии фраг-
ментов координатной сетки
после деформации с различ-
ным уновом. Показана по-
верхность поковки с прямо-
угольной сеткой и отпечат-
ками эллипсов (бывших ок-
ружностей) со второй полови-
ны заготовки;
а » К в 1,5$ б К *= 3.0
гае валы g уковами Ki «= l,5j К2 == 2,0’ К8 в 3,0 и К< в 4,0.
Эскиз поковки ступенчатого вала представлен на рис. 2.5.
После охлаждения поковку разделяли по сварному шву.
На рис. 2.6 представлены некоторые фотографии частей коорди-
натной сетки после деформации с уковами Ki = 1,5 и К3 = 3,0.
Как видно на фотографиях? все окружности координатной сетки
превратились в эллипсы. Максимальный диаметр исходной заго-
товки, которую можно ковать на РОМ мод. SXP-35, составляет
350 мм, а это значит, что для всех исследований на этой машине
можно применять координатную сетку с диаметрами окружностей
15—30 мм. Фотографии на рис. 2.6 показывают, в частности, что
координатные окружности превратились в эллипсы для всех ис-
следованных степеней деформации. Поскольку в дальнейшем при-
меняли заготовки диаметром 220—250 мм, то на всех координат-
ных сетках наносили окружности диаметром 20 mmj с учетом воз-
можностей нанесения сетки фрезерной головкой наиболее под-
ходящие размеры рисок составляли 1,5 мм в ширину и 1 мм в глу-
бину. При обработке координатной сетки приняли, что в выделен-
ном участке металл изотропен, окружность сетки превращается
в результате однородной конечной деформации в эллипс, глав-
ные оси которого определяют направление главных осей дефор-
мации.
Размеры главных осей эллипсов измеряли дважды: на поковке
и по отпечатку деформированной сетки, снятому на бумажную
ленту. При анализе поверхностей с координатными сетками на
поперечных темп летах установлено явление «закручивания» —
искривления продольных плосткостей в процессе деформации заго-
товки (см. с. 87). Для деформаций в = 204-30% искривление
характеризуется поворотом горизонтальной плоскости относи-
тельно оси поковки. Для деформаций 8 > 404-50% отмечено по-
явление кривизны поверхностей, однако в пределах одной ячейки
координатной сетки сохранялась планшетность поверхности разъ-
ема заготовки.
37
Таблица 2 Л. Погрешность А при определении местных
деформаций
Номер Размер оси ячейки, мм ДЙ! | Aeg 1 Ае/
ячейки а ь %
I 22,0 19,5 1,4 1,5 2,4
2 48,0 13,5 0,9 2,2 3,1
При подготовке и обработке эксперимента вносятся три вида
погрешности: 1) погрешность при нанесении координатной сетки?
2) погрешность при измерении длин главных осей эллипсов?
3) погрешность, обусловленная возможностями вычислительных
средств. Диаметр окружностей исходной сетки а0 — 20 мм; мак-
симальная погрешность нанесения сетки окружностей Да0 —
= ±0,4 мм; максимальная погрешность измерения длин главных
осей эллипсов Да — — ±0,5 мм (а, b — длина большой и
малой осей эллипсов ячеек соответственно).
В табл. 2.1 показаны результаты расчетов погрешности для
предельных случаев.
2.2. ОСОБЕННОСТИ ПОЛУЧЕНИЯ И ОБРАБОТКИ
ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫХ ДАННЫХ ДЛЯ ОПРЕДЕЛЕНИЯ
ДЕФОРМАЦИЙ
Экспериментальные методы изучения деформированного со-
стояния металла весьма различны и характеризуются диапазоном
и точностью измеряемых параметров, специальным оборудованием
и условиями постановки опыта, способами математической обра-
ботки первичной информации и интерпретацией конечных резуль-
татов.
Широкое распространение при проведении экспериментов как
в лабораторных, так и в производственных условиях нашли геомет-
рические методы исследования деформированного состояния метал-
ла, старейшим из которых является метод координатных решеток.
Существует много способов получения координатных решеток.
Однако большинство из них основано на методах изготовления
составных образцов (заготовок) из отдельных элементов, отличаю-
щихся по химическому составу, путем их механического соеди-
нения либо заливкой жидким металлом.
К недостаткам известных способов относится неудовлетвори-
тельное состояние границ между разнородными элементами, опре-
деляющих геометрические параметры решетки, и, как следствие,
невысокая точность измерения деформаций.
2.2.1. Получение объемных координатных
решеток методами порошковой металлургии
Одной из перспективных технологий получения заготовок с
координатными решетками является технология, основанная на
методах порошковой металлургии.
38
A
Рис. 2.7. Устройство для прессования заготовок с внутренней координатной
решеткой
При этом, используя изостатическое прессование, можно точно
и надежно зафиксировать традиционно применяемые элементы
координатных решеток — системы металлических стержней —*
в объеме порошковой заготовки.
Для получения в объеме порошковой заготовки точно фикси-
рованных металлических стержней разработано специальное уст-
ройство (рис. 2.7), позволяющее осуществлять сборку координат-
ных решеток с предварительным натяжением элементов (А. в.
899280 СССР). Устройство состоит из цилиндрического контейнера
конических кондукторов 2, 3, стержней 4, крышек 5 и 6,
Верхний кондуктор имеет отверствие для заполнения контейнера
порошком исследуемой стали, а верхняя крышка 6 оборудована
вакуум-проводом 7 для дегазации металлического порошка.
Между кондукторами 2, 3 и крышками 5, 6 контейнера имеются
зазоры, предназначенные для предотвращения изгиба стержней
в процессе горячего газовтатического прессования (ГГП) устрой-
ства с порошком.
Собранный контейнер в вмонтированной в него координатной
решеткой и заполненный порошком подвергают операциям дега-
зации, герметизации, холодного изостатического, а затем горя-
чего газостатического прессования по технологии, принятой
в порошковой металлургии. В процессе ГГП по мере нагрева
пропорционально температуре увеличивается давление в камере
39
газостата. G ростом температуры стержни координатной решетки
удлиняются. В это же время по мере уплотнения порошка стенки
контейнера деформируются и перемещают своими коническими
участками кондукторы до полного выбора зазоров, создавая этим
постоянное натяжение стержней и предотвращая их искривление.
Метод ГГП порошка обеспечивает получение заготовок с коор-
динатными решетками с плотностью, близкой к плотности по-
ковок, получаемых ковкой слитков на прессах.
По разработанной методике были получены заготовки диамет-
ром 70 мм (с диаметром стержней решетки 2 мм) и диаметром 300
и 450 мм (с диаметром стержней решетки 10 мм), равновеликие
промышленным слиткам массой 600 и 1000 кг из быстрорежущих
сталей. Контейнеры заполняли порошком из стали Р6М5К5-МП
с размером частиц 400—800 мкм, полученным методом распыления
жидкой стали азотом. Контейнер и стержни решетки изготовляли
из стали СтЗ, компактирование устройства с порошком осуществля-
ли на шведских прессах газостатического прессования фирмы
Quintus при температуре 1150 °C и давлении 100 МПа.
Заготовки диаметром 300 и 450 мм предварительно перед ГГП
деформировали в гидростате при давлении 200 МПа.
Из каждой партии заготовок диаметром 70, 300 и 450 мм,
прошедших ГГП, отбирали по одной заготовке для определения
исходных размеров координатной решетки. Эти заготовки раз-
резали перпендикулярно к продольной оси на диски, которые
затем фрезеровали, шлифовали и травили в 50%-ном растворе со-
ляной кислоты. В сечении заготовок отчетливо наблюдалась коор-
динатная решетка, образованная фигурами поперечных сечений
стальных стержней (рис. 2.8, а). Размеры поперечных сечений
стержней измеряли на большом инструментальном микроскопе
фирмы Carl Zeiss Jena (ГДР) с точностью до 1 мкм.
Рис. 2.8. Поперечное сечение заготовки с координатной решеткой:
а «я до деформации (диаметр 70 мм); б — после деформации на РОМ усилием 1,25 МН
с уковом 4 (фото увеличено)
40
Координатная решетка занимала не более 2% объема заго-
товки. Поэтому в процессе ковки координатная решетка оказы-
вала незначительное влияние на характер деформированного со-
стояния металла заготовки.
Заготовки с координатными решетками, полученные описанным
методом, применяли для исследования накопленных и поэтапных
местных деформаций при ковке на РОМ усилиями 1,25 и
10,0 МН.
Заготовки диаметром 70 мм нагревали в камерной печи, а
заготовки диаметром 300 и 450 мм —в кольцевых печах.
После деформации и отжига из поковок вырезали поперечные
темплеты, которые затем шлифовали с двух сторон и травили до
выявления поперечных сечений стержней (рис. 2.8, б).
Перед разрезкой на темплеты вдоль образующей поковки на-
несли риску глубиной 3 мм, чтобы восстановить пространственное
расположение стержней в поковке.
По размерам стержней координатной решетки в поперечном
сечении заготовки, а также по величине их смещения проводили
расчет главных деформаций и деформаций сдвига.
Способы определения внутренних деформаций, основанные на
размещении в объеме исследуемой заготовки стержней из другого
материала, имеют ряд недостатков. Наиболее существенным из
них является химическая, физическая и геометрическая неодно-
родности заготовки, что снижает точность измерения деформаций.
С целью повышения точности определения деформаций разра-
ботан способ изготовления заготовок из порошковых быстрорежу-
щих сталей с координатными решетками на основе химической
ликвации. При этом способе заготовку прессуют из порошковой
быстрорежущей стали, разрезают ее на элементы, поверхность
элементов шлифуют, устанавливают их в контейнер таким об-
разом, чтобы они в совокупности воспроизводили форму исследу-
емой заготовки, контейнер с элементами нагревают до температуры
0,7—0,8 температуры плавления материала элементов и выдержи-
вают при этой температуре 8—15 ч, затем осуществляют повторное
горячее изостатическое прессование.
В процессе горячего изостатического прессования контейнера
с помещенными в нем элементами происходит двухфазная сварка
элементов по плоскостям сопряжения, а длительный высокотем-
пературный нагрев приводит к выделению сульфидов по границам
раздела элементов, которые, вытягиваясь в цепочки (линии),
образуют естественную координатную решетку.
При нагреве контейнера с элементами ниже 0,7 температуры
плавления материала элементов уменьшается способность к выде-
лению сульфидов по границам раздела элементов, что в конечном
итоге приводит к ослаблению эффекта образования координатной
решетки. Нагрев контейнера с элементами выше 0,8 температуры
плавления материала элементов приводит к структурным изме-
нениям в материале элементов, что может сказаться на точности
41
определения пластической деформации материала заготовки, по-
скольку структурные изменения металла приводят к изменению
его пластических свойств. Это относится и к длительности выдерж-
ки контейнера с элементами при указанных температурах. Выдер-
жка менее 8 ч не обеспечивает получения качественной координат-
ной решетки, поскольку процесс выделения сульфидов по грани-
цам раздела к этому времени не заканчивается полностью. Вы-
держивать более 15 ч нецелесообразно, так как появляется реаль-
ная возможность структурных изменений в материале элементов,
а также к этому времени заканчивается процесс выделения суль-
фидов по границам раздела элементов.
Этот способ изготовления заготовок из порошков быстроре-
жущих сталей с объемной координатной решеткой позволяет ис-
следовать пластическое течение заготовки по всему ее объему,
так как решетка может быть получена по любым плоскостям заго-
товки. Кроме этого, исследуемая заготовка в процессе ее дефор-
мации является физически и геометрически однородной, поскольку
в процессе горячего изостатического прессования контейнера
с помещенными в нем элементами происходит диффузионная
сварка элементов по плоскостям сопряжения. После горячего
изостатического прессования и удаления материала контейнера
заготовка готова для проведения исследований.
Для исследования пластического течения материала заготовки
после деформационного передела (ковки, прокатки, экструзии,
штамповки и др.) деформированную заготовку разрезают по тре-
буемым плоскостям и подвергают травлению. На макрошлифе по-
являются линии повышенной травимости, в точности повторяющие
бывшие плоскости сопряжения элементов. Линии повышенной тра-
вимости представляют собой естественную координатную решетку
в деформированной заготовке, и по размерам этой решетки рас-
считывают местные деформации.
Более широкие возможности для определения деформаций в
заготовках, полученных из порошкового металла, открываются
при использовании изотопов. Разработанная технология включает
размещение в контейнере полых стержней, конфигурация и раз-
меры которых соответствуют координатной решетке, засыпку
в контейнер порошкового материала, вакуумирование и гермети-
зацию контейнера. При этом после засыпки в контейнер порошко-
вого материала вводят в полости стержней порошковый материал
того же химического состава, содержащий радиоактивный эле-
мент одного из его составляющих, а перед вакуумированием стерж-
ни удаляют (А. с. 1452658 СССР)1.
Этот способ получения заготовок из порошковых металлов
с внутренней координатной решеткой позволяет исследовать как
процесс уплотнения порошка при горячем изостатическом прес-
совании до получения компактной заготовки, так и процесс пла-
стического течения металла при последующем деформационном
переделе. Это достигается тем, что в контейнер с порошком исследу-
42
емого металла вводят в определенные места и в определенном ко-
личестве меченый порошок (содержащий радиоактивный элемент),
который не приводит к снижению достоверности информации,
поскольку меченый порошок ничем не отличается по своим физико-
механическим свойствам от основного порошка. Для ввода в кон-
тейнер меченого порошка, образующего координатную решетку,
служит съемный кондуктор, который удаляется из контейнера
перед его заваркой.
При получении заготовки в координатной решеткой в исполь-
зованием меченого порошка может быть использован любой изо-
топ, элемент которого входит в состав основного порошка. Тех-
нология ввода изотопа при получении меченого порошка не за-
висит от химического элемента, а его выбор определяется периодом
полураспада изотопа, который должен быть достаточным по про-
должительности, обеспечивающим изготовление заготовки, ее
деформационный передел и обработку экспериментальных данных.
Для исследования пластического течения материала заготовки
на любом этапе передела (после компактирования заготовки, ков-
ки, прокатки, экструзии, штамповки и др.) деформированную за-
готовку разрезают по требуемым плоскостям и после приготовле-
ния макрошлифов методом контактной авторадиографии на фото-
графической бумаге получают точное отображение координатной
решетки в исследуемом состоянии заготовки.
В контейнер диаметром 500 мм и высотой’1720 мм с закрытым
нижним торцом устанавливают съемный кондуктор, имеющий по-
лые трубки.
В капсулу 1 с приваренным днищем устанавливают верхнюю
крышку 2, имеющую загрузочные окна 3 для засыпки порошка
в капсулу (рис. 2.9). В верхней крышке 2 на требуемых расстоя-
нии и высоте прикреплены тонкостенные трубки 4. Внутри трубок
помещены стержни 5, диаметр которых равен внутреннему диа-
метру трубок, а высота стержней равна высоте трубок. Для пре-
дотвращения попадания засыпае-
мого порошка между стенками
трубок и стержнями на торцах
последних имеются бурты 6 с
уплотнительными элементами 7.
Бурты 6 с элементами 7 опирают-
ся на направляющие шайбы 8.
Стержни 5 служат для сохранения
полостей, т. е. для предотвраще-
ния попадания порошка в труб-
ки при заполнении им капсулы
и его виброуплотнения.
Подготовленный таким образом
контейнер заполняют порошком
быстрорежущей стали Р6М5ФЗ-
МП. После виброуплотнения
Рис. 2.9. Устройство для получения
координатных решеток на основе
изотопов
43
порошка через полые элементы кондуктора засыпают порошок этой
же марки стали и того же химического состава, содержащего радио-
активный изотоп серы. Затем кондуктор вместе с трубками уда-
ляют, капсулу вакуумируют и герметизируют. Подготовленную
таким образом капсулу подвергают нагреву до максимальной
температуры 1150 °C, горячему изостатическому прессованию
и последующему деформационному переделу. На макрошлифах
прессовки и продеформированного металла, приготовленных по
требуемым плоскостям методом контактной авторадиографии,
получены авторадиограммы, где на белом фоне четко выделены
темные участки в местах ввода меченого порошка.
Предложенный способ получения заготовок из порошковых
материалов с внутренней координатной решеткой обеспечивает
повышение точности определения пластических деформаций и
расширения области применения способа за счет определения де-
формаций при горячем изостатическом прессовании.
2.2.2. Методика определения деформаций
при ковке на РОМ
Метод координатных решеток следует считать одним из наи-
лучших методов, в полной мере отражающим характер течения
металла.
Для аналитической обработки экспериментальных данных,
изучения конечных пластических деформаций по искажению ре-
шеток в исследуемой заготовке до и после ее формоизменения осу-
Рис. 2.10. Схема определения ^главного» сечения стержня координатной ре-
шетки:
а — элемент стержня координатной решетки в пределах толщины Лт макротемплета по-
ковки; б — схема определения главных полуосей сечения координатной решетки; х, у,
2 — координаты смещения центров сечения стержня по двум сторонам макротемплета;
в» о» вр Oj •=• полуоси эллипсов; с* — расстояние между осями эллипсов; а*, а2,аз“"’
угловые параметры
44
дествляют замеры координатных решеток или элементов, из ко-
торых они состоят.
При изучении процесса радиальной ковки используют порош-
ковые заготовки, у которых координатные решетки представляют
собой системы стержней.
Для расчета местных деформаций определяют размеры стерж-
ней в сечениях, перпендикулярных к их действительным искажен-
ным осям [22].
Форма сечений большинства стержней была близка к эллип-
тической, поэтому можно считать распределение местных дефор-
маций в области стержней однородным и логарифмические дефор-
мации рассчитывать по главным осям эллиптических поперечных
сечений. Полуоси а{ и Ь{ каждого эллипса (сечения координат-
ного стержня) измеряли с помощью большого инструментального
микроскопа с точностью до 1 мкм, а угловые параметры ах и
необходимые для расчета главных местных деформаций, находили,
накладывая одна на другую фотографии, снятые с двух сторон
темпл ета (рис. 2.10):
/* У2 “h
Slnax = y (2.6)
*г+Ьгт
*2 + г/2 + % ’
(2.7)
где х, у — координаты смещения центров стержня по двум сторо-
нам макротемплета; hm — толщина тем пл ета.
После этого рассчитывали «главные» полуоси
а = а{ sin о^;
b = b{ sin
(2.8)
(2.9)
сечения координатного стержня в пределах толщины hm тем пл ета.
Деформации в главных сечениях стержней определяли по фор-
мулам ei = ln-^; (2.10) е» = 1п-5-, (2.11)
где г0 — радиус поперечного сечения исходного стержня.
Третью главную деформацию е3 — в продольном направлении—
находили по изменению площади главного поперечного сечения
стержня, после чего вычисляли интенсивность деформаций:
et = (РТ/3) /(«1 - й)2 + (е2 - е3у + (е3 - е>)2- (2.12)
При изучении процесса радиальной ковки определяли сум-
марную (итоговую) относительную неравномерность деформации
46
Рис. 2.11. Схемы к определению угловых деформаций:
а — схема к определению угла 03; Ага толщина темплета; б -* схема к определению
угла смещения стержней координатной решетки в поперечном сечении поковки
в готовой поковке, которую количественно оценивали показателем
[16]
фн = 72<! 3)
ез ср ’
где е3тах И e3mm — максимальное и минимальное значения итого-
вой деформации (в продольном направлении) в данном поперечном
сечении поковки; е3ср = ^2 e3j/n' — среднее значение итоговой
деформации (в продольном направлении) в данном поперечном се-
чении поковки; п' — число экспериментальных значений.
Определив относительную неравномерность деформации <рн
в поковках, полученных на РОМ, можно сравнить между собой
различные способы радиальной ковки и оценить влияние каждого
из них на характер распределения местных продольных деформа-
ций.
При ковке — протяжке геометрические условия вытеснения
металла в поперечном сечении заготовки могут оказаться несим-
метричными вследствие различной формы необжитого и обжатого
участков под рабочей поверхностью инструмента, что зависит от
формы заготовки, обжатия и угла кантовки [22]. Особый интерес
при изучении процесса радиальной ковки представляет закручи-
вание макроэлементов структуры поковки, как следствие одно-
направленного накопления результатов несимметричного течения
металла.
Совмещая по риске, нанесенной вдоль образующей поковки,
фотографии макроотпечатков, снятых с двух сторон темплета,
46
определяют смещение стержней координатной решетки по винто-
вой линии, так называемое закручивание. Вдоль оси поковки
смещение стержня измеряют величиной (З3. Относительный угол
смещения стержня от первоначального положения (относительное
закручивание) вдоль оси поковки составляет ₽3/ЛТ, где (З3 — угол
смещения стержня координатной решетки вдоль оси поковки
(в градусах).
Схема к определению угла 03 показана на рис. 2.11, а.
Смещение стержней координатной решетки в поперечном сече-
нии поковки на угол <у3, относительно их первоначального поло-
жения, определяют по схеме, показанной на рис. 2.11, б.
2.3. КИНЕМАТИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ
ПЛАСТИЧЕСКОГО ТЕЧЕНИЯ МЕТАЛЛА
Течение металла и местные деформации в продольном сечении
поковки исследовали по стадиям обжатия, обусловленным про-
филем бойка, различными степенями деформации и технологиче-
скими параметрами ковки. Влияние профиля бойка на течение
металла, распределение деформаций, градиент интенсивности де-
формаций и направление главных деформаций в продольной
плоскости исследовано постадийной деформацией заготовки
отдельными участками бойка. Влияние формы заготовки на схему
течения металла и кинематические характеристики исследовали
путем последовательной деформации квадратных заготовок на
аналогичных участках инструмента. Исходную координатную
сетку располагали таким образом, чтобы она в первом случае на-
ходилась в сечении между двумя бойками, а во втором~в сечении,
проходящем через поперечные оси бойков (рис. 2.12).
Влияние направления подачи заготовки на распределение де-
формаций исследовано подачей цилиндрической заготовки «в»
бойки и «из» бойков с различными степенями деформаций за один
проход при ковке участками. Влияние относительной подачи
на распределение деформаций под действием различных по вели-
чине тормозящих сил трения исследовано при ковке цилиндриче-
ской и квадратной заготовок с раз-
ными относительными подачами по
длине заготовки. Распределение де-
формаций после обжатия ребер ква-
дратной заготовки и его влияние на
итоговое поле деформаций исследо-
вано при ковке квадратной заготов-
Рис. 2.12. Расположение плоскости разъема
(/, 2) в заготовках с координатной сеткой от-
носительно бойков:
я я s положение бойков в конце обжаФия
(а> Ь)
47
Рис. 2.13. Исходная заготовка с координатной сеткой
ки g обжатием ребер и дальнейшей проковкой участками на
цилиндрический вал.
Влияние угла заходного конуса бойка на кинематические ха-
рактеристики исследовано при ковке двух цилиндрических заго-
товок в разных бойках. На первых двух стадиях обжатия без
кантовки обе заготовки подавали на характерные участки бой-
ков, после чего ковали их по всей длине. Условия ковки в бойках
типа 1 (угол заходного конуса равен 8°) и в бойках типа 2 (угол
заходного конуса равен 20°) и их влияние на распределение де-
48
формаций при ковке по схеме преобладающего течения металла
в продольном направлении исследованы при ковке обоих загото-
вок участками.
Такая методика дала возможность получить полную информа-
цию о механике деформаций при ковке натурных поковок по эта-
лонному набору технологий.
Течение металла исследовали в продольном сечении цилиндри-
ческой поковки, обжатой постадийно. Стадийность процесса тече-
ния металла в продольном направлении связана с наличием харак-
терных участков на профиле рабочей поверхности бойка (см.
рис. 2.1). Исходная заготовка и ее координатная сетка представ-
лены на рис. 2.13.
Систематическая погрешность при нанесении сетки составила
±0,4 мм. После сварки составных частей исходной заготовки ее
нагревали до ковочной температуры и ковали в бойках по рис. 2.1.
Штриховой линией показан контур минимальной поковки, кото-
рый можно получать в данных бойках и который соответствует
Рис. 2.14. Фотографии цилиндрической поковки, откованной за четыре стадии
(по рис. 2.1):
а боковая поверхность с отпечатком (следом) бойка; б-^д « координатные сетки
после Z«ZV стадий обжатия
49
базовому размеру. Ковку проводили на РОМ со следующими
основными параметрами:
Максимальное усилие ковки, МН..................... 6,0
Число ударов бойков в 1 мин ......................310
Диапазон ковки по базовому размеру, мм.............0—160
Ход бойка, мм..................................... 26
Ковку цилиндрической заготовки проводили по стадиям, по-
давая заготовку на отдельные участки профиля бойков: на пер-
вой стадии — на начальный участок заходного конуса с углом
наклона 8°, на второй, третьей и четвертой стадиях — в соответ-
ствии с рис. 2.1; температура начала ковки 1050—1100 °C; заго-
товку обжимали при одинаковом ходе бойков на каждой стадии
(диаметр окружности, вписанный в межбойковое пространство
на калибрующем участке, составлял 185 мм); заготовку подавали
в заданное положение и обжимали до диаметра 185 мм без кан-
товки.
После каждой стадии обжатия исследовали деформированную
координатную сетку. Фотографии сеток после соответствующих
стадий обжатия представлены на рис. 2.14.
2.3.1. Траектории смещений и перемещения
Поля траекторий смещений и перемещения показаны на
рис. 2.15 и 2.16. Рассматривая поля траекторий смещений и пере-
мещения, можно отметить, что после первой стадии обжатия
первый столбец ячеек сетки получает наибольшее отклонение
в сторону оси — х, так как при обжатии заготовки течение ме-
талла в продольном сечении поковки определяется профилем бой-
Рис. 2.15. Траектории смещений центров окружностей координатной сеткй
в продольной плоскости обжатой заготовки. Штриховыми линиями обозначены
фронты смещений
50
Рис. 2.16. Перемещения центров окружностей координатной сетки в продольной
плоскости обжатой заготовки. Штриховыми линиями обозначены фронты
перемещений
ка и, как видно на рис. 2.1, степень деформации максимальна
вблизи торца заготовки. В соответствии с уменьшением средней
степени деформации по оси х уменьшается интенсивность течения
металла в продольном направлении и к оси заготовки. Под непосред-
ственным влиянием профиля заходного конуса бойка наибольшее
течение металла происходит в поверхностных зонах, величина
деформационного перемещения составляет 6,5 мм и минимальна
(1,5 мм) на оси поковки. Это связано с профилем инструмента и
активным действием сил трения на этой стадии обжатия. При
дальнейшей подаче заготовки в бойки увеличивается средняя сте-
пень деформации в соответствии с профилем заходного конуса
бойка, следовательно, развивается течение металла в продольном
направлении и к оси. Наклон траекторий смещений для отдельных
стадий обжатия определяется значением средней степени дефор-
мации и в конечном счете протяженностью конических участков
на заходной части бойка. Поле траекторий смещений после чет-
вертой стадии обжатия имеет четыре характерных участка.
Первый участок (столбцы ячеек 94-13) деформируется только
на четвертой стадии обжатия, когда эти ячейки подвергаются
обжатию на участках заходного конуса бойка.
Второй участок приходится на столбцы ячеек 64-8 и также
соответствует участку заходного конуса, однако здесь наблюда-
51
ется течение металла в положительном направлении оси х. Это
значит, что между первым и вторым участками находится линия
раздела течения металла, от которой все праволежащие точки
смещаются в направлении оси х и все леволежащие — в направле-
нии оси —х. У столбцов ячеек 9—10 наблюдается изменение на-
правления течения металла вправо и влево от линии раздела те-
чения металла в зависимости от зоны поперечного сечения.
Анализ полей траекторий смещений показывает (см. рис. 2.15),
что в поверхностной зоне преобладает непосредственное влияние
профиля бойка, которое предписывает течение металла в направ-
лении оси —х; некоторые точки смещаются только по радиусу
к оси поковки, т. е. здесь уравновешивается влияние профиля
бойка и потоков вытеснения металла. Ближе к осевой зоне поковки
наблюдается течение металла в положительном направлении оси
х под действием потоков вытеснения.
Третий участок включает столбцы ячеек 3—5 и обжимается под
калибрующей частью профиля бойка до конечного диаметра по-
ковки. Здесь наблюдается наиболее интенсивное течение металла
в направлении оси —х в осевой зоне; фронт смещения принимает
выпуклую форму относительно оси х. Это показывает, что при
радиальной ковке течение металла в осевой зоне может быть ин-
тенсивнее, чем в поверхностных.
Четвертый участок приходится на столбцы ячеек 1—2 и был
продеформирован в условиях влияния внешнего конца поковки.
Влиянием внешнего недеформируемого конца, вышедшего из ра-
бочих участков профиля бойка, в то время как соседний участок
заготовки еще подвергается обжатию, объясняется смещение точек
поверхностных зон от оси поковки. Действием активных сил тре-
ния на поверхности бойка объясняется более интенсивное течение
металла в поверхностных зонах для торцовой части поковки, сле-
довательно, и вогнутая форма фронта смещения.
Поле перемещений, естественно, повторяет ряд закономерно-
стей, которые были установлены при исследовании поля траек-
торий смещений, а именно между столбцами ячеек 9 и 10 наблю-
дается линия раздела течения металла. В отличие от поля траек-
торий смещений она несколько смещена вправо и в целом не так
сильно выражена, поскольку здесь исключается жесткая состав-
ляющая, т. е. результаты отдельных перемещений соседних зон
не суммируются.
Столбцы ячеек, которые обжаты калибрующей частью про-
филя бойка, показывают также более интенсивное перемещение
частиц металла в осевой зоне по сравнению с поверхностными.
Между третьим и четвертым рядами ячеек сетки находится в дан-
ном случае условная граница преобладающего влияния профиля
бойка на поле деформаций (для зон выше этой границы), в ок-
рестности которой возможно создание схемы напряженного со-
стояния трехосного неравномерного сжатия (для зон ниже этой
границы).
52
Перемещения узлов координатной сетки первого—третьего
рядов в направлении от оси, особенно для последних двух стадий
обжатия, объясняются тем, например, что столбец ячеек, находя-
щихся под калибрующей частью профиля бойка, уже не деформи-
руется, а рядом находящийся столбец ячеек на участке заходного
конуса еще обжимается, т. е. при сравнении этих столбцов созда-
ется впечатление, как будто деформация в одном направлении
приводит к перемещениям соседних частиц в другом направлении.
У столбцов, которые обжимаются только при последней стадии
обжатия, такого явления не наблюдается. Таким образом, форма
траекторий смещений узлов координатной сетки зависит от сред-
ней степени деформации и профиля рабочих участков бойков.
Профиль бойков имеет преобладающее значение для деформации
поверхностных зон и оказывает меньшее влияние на деформацию
осевой зоны.
2.3.2. Поля деформаций
На рис. 2.17, 2.18 показаны поля главных деформаций 8j
и в2 и поля интенсивности деформаций 8г для четырех стадий об-
жатия. Поля главных деформаций вг и в2 и поля интенсивности
деформаций 8г показывают для всех стадий обжатия в качествен-
ном отношении сходственную картину. Поэтому выявленные
закономерности справедливы для всех названных видов полей.
После первой стадии обжатия местные деформации уменьша-
ются в направлении оси х в соответствии с уменьшением средней
степени деформации, обусловленной наклоном заходного конуса
бойка и являются максимальными для торцовой части заготовки.
Местная деформация максимальна в поверхностных зонах и
убывает к оси поковки из-за непосредственного воздействия про-
филя бойка (наклона заходного конуса). Положение заготовки от-
носительно бойка показывает, что деформируется и некоторая ее
часть, которая находится вне геометрического очага деформации.
Сравнивая угол наклона линии нулевого значения местных де-
формаций с наклоном заходного конуса бойка, равным 25°, можно
убедиться в том, что причиной деформации является действие
усилия, направленного перпендикулярно к поверхности заходного
конуса бойка.
Поля деформаций после второй стадии в основном повторяют
особенности полей, полученных на первой стадии обжатия. В
соответствии с наклоном профиля бойка максимальная деформа-
ция наблюдается у торцовой части поковки и затем убывает в по-
ложительном направлении оси х. Угол наклона линий одинаковых
деформаций становится меньше, чем на первой стадии обжатия,
что свидетельствует о менее неравномерной деформации в попереч-
ном направлении поковки. Причиной этого является деформиро-
вание преобладающей части заготовки на поверхности бойка
с одинаковым углом наклона, равным 8°, а также то, что по мере
подачи заготовки в бойки все меньше становится деформация
53
Рис. 2.17. Поля деформаций в продольном сечении заготовки после I и II стадий
обжатия:
а» б м» главные деформации Bj и е2; в интенсивность деформаций 8р 1 боек
внешнего конца заготовки. Максимальная деформация наблюда-
ется также в поверхностных зонах, но местные деформации в осе-
вой и поверхностных зонах начинают выравниваться; по сравне-
нию с деформациями первой стадии местные деформации в поверх-
ностных зонах увеличиваются незначительно, в то время как наи-
большее увеличение отмечено в осевой зоне. Изгиб двух смежных
линий одинаковых деформаций в разные стороны показывает
место расположения раздела течения металла.
Поля деформаций после третьей стадии обжатия также повто-
ряют особенности полей, полученных на первой стадии обжатия.
В соответствии с увеличением средней степени деформации при
54
Рис. 2.18. Поля деформаций в продольном сечении заготовки после III и IV стадий обжатия:
а=в = см. рио. 2.17; 1 боек
55
дальнейшей подаче заготовки в бойки увеличиваются и местные
деформации по сечению поковки в целом, деформация в попереч-
ном направлении еще более выравнивается и выявляется место
расположения линии раздела течения металла в продольном на-
правлении.
Поля главных относительных деформаций и интенсивностей
деформации после четвертой стадии обжатия существенно отли-
чаются от полей после предыдущих стадий, в то же время они явля-
ются результатом течения металла на предыдущих стадиях. После
четвертой стадии обжатия поля можно разделить на три участка.
Первый участок соответствует полям первых трех стадий обжатия
и для него имеют место указанные выше особенности. Второй
участок обжимали под участком заходного конуса бойка с углом
наклона, равным 1,5°, и под калибрующей частью бойка. На
этом участке заготовки наблюдается выравнивание местных де-
формаций в сечении, с некоторым увеличением деформаций в осе-
вой зоне поковки, так, например, и е2 в осевой зоне в 1,6 раза
больше, чем в поверхностных зонах. Третий участок соответствует
части поковки, которую обжимали до конечного диаметра. Этот
участок отличается некоторым повышением неравномерности
деформации и меньшими местными деформациями в целом, а
особенно в осевой зоне, что сопровождает развитие утяжки. Влия-
ние внешних зон приводит к уменьшению различия местных
деформаций в осевой и поверхностных зонах.
Таким образом, в начальных стадиях обжатия цилиндрической
заготовки наблюдаются максимальные деформации в поверхност-
ных зонах, что связано с непосредственным влиянием профиля
бойка и внешнего конца заготовки. По мере подачи заготовки в
бойки увеличиваются местные деформации металла в осевой зоне,
которые превышают значения деформаций поверхностных зон.
2.3.3. Градиент деформаций
На рис. 2.19—2.20 приведены поля градиента деформаций
для четырех стадий обжатия. Поля градиента деформаций пока-
зывают для всех стадий обжатия в качественном отношении сход-
ственную картину. Поэтому выявленные закономерности справед-
ливы для всех названных видов полей.
После первой стадии обжатия наблюдается постепенное увели-
чение градиента деформаций в направлении подачи заготовки.
В области непосредственного влияния начального участка с углом
наклона заходного конуса 25° градиент принимает свое максималь-
ное значение, равное 5. С переходом заготовки на участок заход-
ного конуса с углом наклона, равным 8°, градиент постепенно
снижается. В поперечном направлении градиент деформаций
убывает от поверхностных зон к оси поковки, что говорит о не-
посредственном влиянии бойка на величину градиента в поверх-
ностных зонах и о менее неравномерном течении металла в осевой
зоне поковки. Наибольший градиент соответствует области дейст-
56
Рис. 2.19. Поля градиента деформаций в продольном сечении заготовки после I
и II стадий обжатия:
а, б для главных деформаций 8Х и е2; в — для интенсивности деформаций е^; 1 — боек
вия участка рабочей поверхности бойка от угла наклона, равного
25°, до угла наклона, равного 8°, линии одинакового градиента
деформаций становятся клинообразными. Анализ полей показы-
вает, что резкие переходы с одного угла наклона к другому и боль-
шие углы начального участка заходного конуса бойка приводят
к увеличению градиента деформаций.
Поля градиента деформаций после второй стадии обжатия
повторяют характер полей после первой стадии. Поскольку пре-
обладающая часть заготовки деформируется на участке бойка
с углом наклона, равным 8°, градиент уменьшается в направлении
подачи заготовки, а поля линий одинакового градиента становятся
более однородными.
67
Рис. 2.20. Поля градиента деформаций в продольном сечении заготовки после III и IV стадий обжатияз
а^в в ом> рио< 2.19; 1 боек
58
Поля градиента деформаций после третьей стадии обжатия
также повторяют характер полей после первой стадии. С выхо-
дом заготовки на участок заходного конуса с углом наклона, рав-
ным 1,5°, степень неравномерности течения металла уменьшается,
поля градиента деформаций в поперечном направлении становятся
менее неоднородными. Более плавный переход элементов рабочей
поверхности с углами 8 и 1,5° предотвращает местное увеличение
градиента в этой области.
Поля градиента деформаций после четвертой стадии обжатия
существенно отличаются от соответствующих полей на предыду-
щих стадиях обжатия. Поля градиента после четвертой стадии
обжатия разделяются на три участка.
Первый участок соответствует полям градиента на первых
трех стадиях обжатия, и для него справедливы отмеченные выше
особенности. После убывания градиента наблюдается область
заметного возрастания градиента, которая соответствует области
раздела течения металла. Область раздела потоков течения ме-
талла отличается повышенной неравномерностью распределения
деформации.
Второй участок расположен под участком заходного конуса
бойка с углом наклона, равным 1,5°, и под калибрующей частью
профиля бойка. На этом участке градиент уменьшается до нуля,
что говорит о наименьшей неравномерности распределения де-
формаций.
Третий участок соответствует внешнему концу поковки и отли-
чается некоторым возрастанием градиента деформаций в поверх-
ностных зонах. Это явление связано с непосредственным влиянием
профиля бойка на течение металла в поверхностных зонах.
Таким образом, градиент деформаций принимает максимальные
значения в поверхностных зонах заготовки и является следствием
непосредственного влияния профиля бойка, в осевой зоне течение
металла характеризуется незначительной неравномерностью.
С целью уменьшения градиента деформаций следует уменьшить
углы наклона заходного конуса бойка и предусмотреть плавные
переходы от одного угла наклона к другому.
2.3.4. Направления главных деформаций
Поля одинаковых направлений главных деформаций (рис. 2.21,
2.22) построены также для каждой из четырех стадий обжатия.
Поля одинаковых направлений главных деформаций и е2 каче-
ственно схожи для всех стадий обжатия. Поэтому выявленные
закономерности справедливы для обоих названных полей.
После первой стадии обжатия наблюдается возрастание углов
наклона осей главных деформаций от 0 до 8° в направлении подачи
заготовки, т. е. по мере увеличения средней степени деформации.
Наибольшая «густота» линий одинаковых направлений главных
деформаций наблюдается вне геометрического очага деформации,
в области перехода от деформированной к недеформированной
59
части заготовки. Не отклонение направлений главных деформаций
вообще, а различные углы их наклона на сравнительно коротком
участке поковки приводят к повышенной неравномерности тече-
ния металла; на этом участке вероятно появление разрывов
металла. Чем больше угол наклона начального участка заходного
конуса бойка, тем ближе располагаются линии одинаковых
направлений главных деформаций и тем больше опасность раз-
Рис. 2.21. Поля одинаковых направлений главных деформаций ej (а) и (б)
в продольном сечении заготовки после I и II стадий обжатия; 1 — боек
60
Рис. 2.22. Поля одинаковых направлений главных деформаций 8j (а) и 82 (б)
в продольном сечении заготовки после III и IV стадий обжатия; / — боек
рыва металла при больших обжатиях заготовки за один проход.
Максимальные углы направления главных деформаций в поверх-
ностных зонах обусловлены непосредственным влиянием профиля
бойка. К оси поковки они убывают так же, как и плотность рас-
положения линий одинаковых направлений главных деформаций.
В осевой зоне поковки направления главных деформаций парал-
лельны продольной оси, что свидетельствует о наименьшей неравно-
мерности течения металла.
После второй стадии обжатия сохраняется характер полей,
полученных для первой стадии обжатия. Ярко проявляется вли-
яние различных углов наклона профиля бойка на отклонение
главных осей деформаций и плотность расположения линий одина-
ковых направлений, а именно, на начальном участке заходного
конуса бойка с углом наклона 25° наблюдаются максимальное
отклонение и максимальная «густота» линий одинаковых направле-
ний, в то время, как эти показатели в области заготовки, находя-
щейся под участком бойка с углом наклона 8°, принимают мини-
мальные значения. Резкие переходы между смежными углами
приводят также к большому отклонению и большой плотности
расположения линий одинаковых направлений главных дефор-
маций.
61
Поля изонаправлений главных деформаций после третьей
стадии обжатия сохраняют характер полей, полученных для
первых двух стадий обжатия. В соответствии с дальнейшей подачей
заготовки в бойки очаг деформации увеличивается. В части за-
готовки, которую обжимали на участке угла заходного конуса
бойка, равного 1,5% отмечены минимальные углы наклона осей
главных деформаций (0—2°) и наименьшая плотность расположе-
ния линий одинаковых направлений главных деформаций. Углы
направлений главных деформаций в поверхностных зонах при-
мерно повторяют углы заходного конуса бойка на соответству-
ющем участке.
Поля изонаправлений главных деформаций после четвертой
стадии содержат области полей первых трех стадий обжатия, и их
можно разделить на три характерные участка.
Первый участок соответствует полям первых трех стадий
обжатия и для него справедливы отмеченные выше особенности.
С дальнейшей подачей заготовки в бойки и увеличением очага
деформации неоднородность полей на этом участке уменьшается.
В конце первого участка сказывается влияние разделения потоков
течения металла, которое проявляется в некотором увеличении
углов направлений главных деформаций, повышении неоднород-
ности полей.
Второй участок заготовки приходится на часть заходного
конуса бойка с углом наклона, равным 1,5°, и на калибрующую
часть профиля бойка. Он отличается фактически нулевым откло-
нением направлений главных деформаций.
Третий участок соответствует внешнему концу поковки и отли-
чается незначительным возрастанием угла направлений главных
деформаций в поверхностных зонах (0,5—Г).
Таким образом, наибольшая «густота» (плотность расположе-
ния) линий одинаковых направлений главных деформаций отме-
чена в поверхностных зонах. Для рассредоточения линий одина-
ковых направлений следует уменьшить угол наклона начального
участка заходного конуса или (при ковке малопластичных сталей
сплавов) выбрать меньшие обжатия заготовки за один проход.
2.4. РОЛЬ ПОТОКОВ ВЫТЕСНЕНИЯ МЕТАЛЛА
Развить потоки вытеснения металла удается в полной мере
при ковке квадратных заготовок. Размеры исходных заготовок
и параметры координатных сеток представлены на рис. 2.23.
После сборки исходные заготовки нагревали до ковочной
температуры и ковали в бойках с диаметром калибрующей поло-
сти 140 мм. На рис. 2.12 — показано расположение плоскости коор-
динатной сетки в исходных заготовках относительно бойков
(у заготовки № 1 — в плоскости потоков вытеснения, у заго-
товки №2 — в плоскости предписанных потоков). Заготовки
подавали на характерные участки профиля бойков (см. п. 2.1)’
62
Рис» 2.23. Исходные заготовки с координатными сетками в продольных сечениях:
а заготовка № I; б заготовка № 2
в-в
$20
для первой стадии обжатия — на начальный участок заходного
конуса с углом наклона 8°, а для второй, третьей и четвертой
стадий — соответственно на заходной участок конуса с углом
63
Рис. 2.24. Постадийное обжатие заготовок (см. рис. 2.23):
а-~е « деформированные координатные сетки (а — в поковке № I после I стадии обжа-
тия; б—г —- в поковке Na 2 после II стадии обжатия; д, в <=< в поковках № I и 2 после IV
стадии обжатия)
наклона 8°, на участок конуса с углом наклона 1,5° и на выходной
участок калибрующей части бойка (см. рис. 2.1); температура
начала ковки 1050—1100 °C; ковку ребер проводили со средней
степенью деформации 8 = 17,5%.
Эта степень деформации для данных заготовок является макси-
мально возможной, при которой обеспечивается ковка без зажима
боковых кромок бойков в заготовку. При этом часть заготовки,
которая охватывается бойками, больше, чем ее свободная поверх-
ность в конце обжатия (а > Ь). Заготовки подавали в заданное
положение и ковали без кантовки по диагонали до размера 222 мм.
Фотографии координатных сеток после каждой стадии обжатия
представлены на рис. 2.24.
2.4.1. Траектории смещений и перемещения
Поскольку плоскость в координатной сеткой в поковке № 1
расположена в сечении между бойками, то в этой плоскости
смещения мало зависят от конфигурации бойка. На характер
траекторий смещений влияет средняя степень деформации при
обжатии ребер, от которой зависит величина уширения. Так, при
обжатии заготовки начальными участками заходного конуса
бойка в поверхностных зонах преобладает течение металла в уши-
рение. По мере подачи заготовки в бойки степень деформации
64
увеличивается, уменьшается течение металла в уширение и раз-
вивается течение в продольном направлении. Как и при ковке
цилиндрической заготовки, на поле траекторий смещений обна-
руживается область раздела течения металла, что свидетельствует
о двухпоточном характере течения. Несмотря на то что в рассма-
триваемом продольном сечении заготовка не соприкасается с бой-
ками, в поверхностных зонах местные деформации больше, чем
в осевой зоне.
Характер перемещений согласуется с большим течением ме-
талла в поверхностных зонах и преобладающим течением в про-
дольном направлении. Тем не менее в поверхностных зонах про-
является перемещение металла в направлении от оси поковки
в пространство между бойками.
Поля траекторий смещений и перемещения в поковке № 2
показаны на рис. 2.25 и 2.26.
Координатная сетка в поковке № 2 расположена в плоскости
предписанных потоков под бойками. Характер поля смещений
определяется непосредственным деформационным воздействием
инструмента. При обжатии ребер заготовки деформации сосредо-
точиваются в поверхностных слоях; с увеличением степени де-
формации развивается течение металла от ребра к стороне ква-
драта поперечного сечения заготовки. Затем увеличивается сме-
-у
Рис. 2.25. Траектории смещений в заготовке Ns 2 (см. рис. 2.23). Штриховыми
линиями обозначены фронты смещений
3 П/р В. А. Тюрияа 65
Рис. 2.26. Перемещения в заготовке № 2 (см. рис. 2.23). Штриховыми
линиями обозначены фронты перемещения
щение металла в направлении к оси и в продольном направлении
поковки. Первая стадия — обжатие ребер квадратной заготовки
сохраняется до тех пор, пока течение металла в поверхностных
зонах интенсивнее, чем в осевой зоне, в любом участке продоль-
ного сечения поковки. Анализ перемещений подтверждает это.
На поле перемещений обнаружена промежуточная область мини-
мальных продольных перемещений, которая находится под по-
верхностными зонами на расстоянии примерно 1/3 радиуса по-
ковки и образуется вследствие недостаточного деформационного
воздействия бойка и большей свободы вытеснения металла в уши-
рение для рассматриваемой плоскости заготовки.
Таким образом, профиль бойка мало влияет на траектории
смещений и перемещения в плоскости поковки, находящейся
в плоскости потоков вытеснения.
2.4.2. Поля деформаций
На рис. 2.27 показаны поля главных деформаций st, е2 и поля
интенсивности деформаций ef после четвертой стадии обжатия
для поковок № 1 и 2.
После первой стадии обжатия сетка окружностей в плоскости
поковки, находящейся между бойками, деформирована незначи-
тельно. После второй стадии обжатия на поле Ej наблюдается
66
уменьшение деформаций в направлении оси х, в соответствии
с уменьшением средней степени деформации. Деформации макси-
мальны в поверхностных зонах и убывают в направлении к оси
поковки, хотя профиль бойка не воздействует непосредственно
на заготовку в данном сечении.
С выходом поковки на калибрующий участок бойка значения ех
в осевой и поверхностных зонах выравниваются, сохраняя в осевой
зоне поковки наибольшие значения. Характер поля еа отличен:
только в осевой зоне поковки наблюдается деформация, соответ-
ствующая направлению приложения внешнего усилия со стороны
бойка (только в осевой зоне окружности превратились в эллипсы
Рис. 2.27. Поля деформаций в продольном сечении заготовок № 1 и 2 (см.
рис. 2.23) после IV стадии обжатия:
а, б — главные деформации и еа; в — интенсивность деформаций / — боек;
слева — заготовка № 1, справа — заготовка № 2
з*
67
в соответствии с уменьшением поперечного сечения и увеличе-
нием длины поковки).
Выше линии раздела течения металла (е2 = 0) наблюдается
увеличение малой оси эллипса свыше диаметра исходной окруж-
ности вследствие преобладающего вытеснения металла в попереч-
ном направлении (в уширение). Схема течения металла в попереч-
ной плоскости на этой стадии обжатия четырехпоточная. Макси-
мальная интенсивность деформации отмечена в поверхностных
зонах для любой области продольного сечения поковки, так как
меньшее значение в2 в осевой зоне (вследствие преобладающего
вытеснения металла в уширение) приводит к менее интенсивному
деформированию металла осевой зоны в продольной плоскости.
Поле ех на первом участке поковки после четвертой стадии
обжатия повторяет характер полей, полученных для предыдущих
стадий обжатия заготовки первым участком бойков. На втором
участке поковки, находящемся над калибрующей частью бойка,
деформации 8Х в осевой и поверхностных зонах выравниваются,
сохраняя максимальное значение в осевой зоне поковки [е°сев =
= (1,04-1,4) 8?0в]. Третий участок соответствует внешнему концу
поковки и для него характерно менее неравномерное распределе-
ние деформаций, а в связи с утяжкой металла у торца их значе-
ния меньше, чем на втором участке.
В поле поперечной деформации 82 сохраняется характер соот-
ветствующих полей, построенных для предыдущих стадий об-
жатия, т. е. поле отражает четырех поточное течение металла,
а максимальное течение металла в поперечном направлении отме-
чено в области раздела течения металла. Поле интенсивности
деформаций после четвертой стадии обжатия можно, как и поле 8Ь
разделить на три характерных участка. Однако интенсивность
деформаций для любого участка продольного сечения поковки
в осевой зоне меныпе8 чем в поверхностных [е°сев = (0,75 4-
1,0) 8?°°]. Только в сечении поковки, деформированном на
конечном участке заходного конуса бойка, наблюдается выравни-
вание значений ег за счет их увеличения в осевой зоне.
Поля главных деформаций sx, е2 и поля интенсивности де-
формаций &i в плоскости поковки, находящейся под бойками,
показывают для первых трех стадий обжатия в качественном
отношении схожую картину. Поэтому выявленные особенности
справедливы для всех исследованных видов полей. Как и при
постадийном обжатии цилиндрической заготовки, максимальные
деформации наблюдаются в поверхностных зонах несоответствии
с увеличением средней степени деформации, в торцовой части
заготовки. Однако в данном случае большие деформации поверх-
ностной зоны за счет непосредственного воздействия бойка уси-
ливаются вследствие начального локализованного течения ме-
талла в областях ребер квадратной заготовки. В связи с этим
разность деформаций в осевой и поверхностных зонах значительно
68
больше, чем при обжатии цилиндрической заготовки на данной
стадии обжатия [е?ов = (20—30) s°GeB; е°ов = (20-4-30) 82осев;
s?OB = (204-30) 8?сев].
Поля деформаций после второй и третьей стадий обжатия
также характеризуются аналогичными особенностями распределе-
ния деформаций (как и после первой стадии обжатия). Благодаря
увеличению деформаций в осевой зоне разность деформаций в осе-
вой и поверхностных зонах уменьшается [евов = (2-4-3) е°сев;
еГ = (4,54-7,5) 82сев; 8?ов = (44-6) 8?ееЧ После четвертой
стадии обжатия характер полей главных деформаций и интенсив-
ности деформаций становится отличным: поле можно разделить
на три участка, на которых деформации в осевой зоне постепенно
увеличиваются и на конце участка заходного конуса принимают
максимальные значения [е?сев = (1,24-1,3) 8ВОВ]. Поле 82 и после
четвертой стадии обжатия сохранило свой прежний характер:
максимальные деформации наблюдаются в поверхностных зонах.
Таким образом, обжатие ребер квадратной заготовки приводит
к увеличению поперечных деформаций в поверхностных зонах
в 3—5 раз по сравнению с их значениями в осевой зоне. Характер-
ное отличие поля интенсивности деформаций 8г- от поля главных
деформаций ех состоит в том, что интенсивность деформаций в лю-
бом месте продольного сечения поковки в поверхностных зонах
больше, чем в осевой, несмотря на некоторое выравнивание их
величин в сечении поковки под калибрующей частью бойка
[е?ов = (1,54-2,0) е?сев].
Таким образом, потоки вытеснения металла в сечении поковки,
находящемся между двумя бойками, мало зависят от профиля
бойка. Менее интенсивное течение металла в осевой зоне продоль-
ного сечения, приходящегося на межбойковое пространство,
обусловлено поперечным вытеснением металла в уширение.
Интенсивность деформаций в продольных сечениях поковки,
находящихся как под бойками, так и между бойками максимальна
б поверхностной зоне. Причинами этого является непосредственное
воздействие бойка на металл поверхностных зон и возможность
их «свободного» уширения на первой стадии обжатия. В поле
деформаций е2, построенном для продольной плоскости, находя-
щейся между бойками, установлено наличие деформаций растя-
жения вследствие вытеснения металла в уширение. Течение
металла в поперечном направлении обусловливает возможность
проработки структуры металла в поперечной плоскости исходной
заготовки.
2.4.3. Градиент деформаций
На рис. 2.28 показаны поля градиента деформаций после
четвертой стадии обжатия для поковок № 1 и 2 соответственно.
В поковке № 1 градиент деформаций 8Х после второй и третьей
стадий обжатия имеет максимальное значение 3,0 в сечении по-
69
ковки, которое обжимали на конечном участке заходного конуса
бойка, т. е. в соответствии с увеличением средней степени дефор-
мации по мере подачи заготовки в бойки. Профиль бойка в этой
плоскости не оказывает непосредственного влияния на величину
и распределение градиента; большие углы наклона заходного
конуса, резкие переходы между смежными углами, а также пере-
ход от недеформированной к деформированной части заготовки не
привели к увеличению градиента деформаций. Вектор градиента
для полей деформаций е2 меняет направление в поперечном на-
правлении- отрицательное в осевой зоне и положительное —
в поверхностных слоях поковки. Градиент интенсивности дефор-
маций ег имеет только положительное направление и по абсолют -
Рис. 2.28. Поля градиента деформаций в продольном сечении заготовок № 1 и 2
(см. рис. 2.23, 2.27) после IV стадии обжатия:
а, б — для главных деформаций вг и е,; в — для интеиоивиоети деформаций е.‘. / — боек
70
ной величине уменьшается от поверхности к оси поковки. В соот-
ветствии с полями главных деформаций и интенсивности деформа-
ций поля градиента также разделяются на три характерных
участка- распределение градиента на первом участке соответствует
распределению его после предыдущих стадий обжатия, в сечении
поковки под калибрующей частью бойка (второй участок) он
минимален и повышается в угловых участках торца поковки
на третьем участке.
В поковке № 2 градиент деформаций после первых трех ста-
дий обжатия показывает схожую картину для полей деформа-
ций вц е2 и интенсивности деформаций в плоскости поковки под
бойками сказывается непосредственное воздействие бойка на
величину и распределение градиента в поверхностных зонах.
Большие углы наклона заходного конуса бойка и резкие переходы
между смежными углами приводят к увеличению значений гра-
диента. Максимальные значения его наблюдаются в области
перехода от недеформированной к деформированной части за-
готовки и в плоскости поковки, находящейся под начальным
участком заходного конуса с углом 25°. Непосредственное воздей-
ствие бойка на течение металла в поверхностных зонах приводит
к максимальным значениям градиента в этих зонах, который
к оси поковки уменьшается примерно в 5 раз. Поля градиента
деформаций 8ц, е2 и интенсивности деформаций после четвертой
стадии также разделены на три участка» на первом — распределе-
ние градиента зависит от предыдущих стадий обжатия, на вто-
ром — наблюдаются минимальные значения градиента, особенно
в осевой зоне, а в углах торцовой части поковки он опять воз-
растает.
Таким образом, при обжатии ребер квадратной заготовки гра-
диент деформаций в сечении поковки между бойками несколько
меньше, чем при ковке цилиндрической заготовки (в среднем
1—3 единиц вместо 2—4 единиц), а в сечении поковки под бой-
ками — значительно больше (в среднем 6—10 единиц).
С целью уменьшения градиента деформаций в сечении заго-
товки, расположенном под бойками, следует уменьшить углы
начального участка заходного конуса бойка, изготовить переходы
между смежными углами более плавно, а главным образом, умень-
шить степень деформации при обжатии ребер.
2.4.4. Главные направления
Из рис. 2.24 следует, что главные оси эллипсов деформирован-
ной сетки в плоскости поковки, расположенной между бойками,
занимают близкое к горизонтали и вертикали положение. Харак-
тер полей направлений главных деформаций близок к однород-
ному. При однородной деформации отклонение большой оси
эллипса равно абсолютному значению отклонения малой оси,
т. е. поля направлений главных деформаций и е2 тождественны.
Поэтому в качестве примера на рис. 2.29 показано только поле
71
Рис. 2.29. Поле изолиний главны» направлений в заготовке № 2 (см. 2.23)
после IV стадии обжатия; 1 — боек
для в поковке № 2 поеле четвертой стадии обжатия. В соответ-
ствии со стадиями обжатия заготовки поле характеризуется
тремя участками. На первом участке изолинии зависят от преды-
дущих стадий обжатия, т. е. изменение направлений главных
деформаций является результатом преимущественного течения
металла под непосредственным влиянием бойка в поверхностных
зонах, в которых деформации локализуются вследствие обжатия
ребер заготовки. Увеличена и плотность изолиний, что характери-
зует возможность нарушения сплошности металла в поверхно-
стных зонах заготовки. Наибольшая неоднородность поля изо-
линий наблюдается в области перехода от недеформированной
к деформированной части заготовки. В конце первого участка
изменяются знаки главных деформаций в области раздела тече-
ния металла. На втором участке поковки, расположенном под
калибрующей частью бойка, неоднородность поля изолиний умень-
шается, а на третьем участке (в углах торца поковки) опять' не-
сколько возрастает.
Таким образом, при обжатии ребер квадратной заготовки
изменение полей изолиний главных деформаций в сечении по-
ковки, расположенном между бойками, не происходит, а в сечении
поковки, расположенном под бойками, обжатие ребер сопрово-
ждается увеличением угла наклона изолиний в 2—2,5 раза по
72
сравнению в полями, построенными для цилиндрической заго<
товки.
С целью повышения однородности полей направлений главных
деформаций следует уменьшить угол наклона начального участка
заходного конуса бойка и степень деформации при обжатии ребер.
2.5. НАПРЯЖЕННОЕ И ДЕФОРМИРОВАННОЕ СОСТОЯНИЯ
МЕТАЛЛА ПРИ КОВКЕ НА РОМ
2.5.1. Структура очага деформаций
и стадийность его развития
Определить условные границы очага деформации и рассчитать
напряженное и деформированное состояния при плоской дефор-
мации позволяет метод неравноценных полей линий скольжения \
Характеристиками граничных условий являются потоки пла-
стического течения металла, величины и характер напряжений
трения, геометрические места раздела течения металла и особые
точки. При радиальной ковке особые точки полей линий сколь-
жения образуются на участках захода заготовки в бойки и выхода
поковки из бойков, а также в месте смены углов наклона на кон-
тактной поверхности бойков. Деформированные координатные
сетки, траектории смещений и перемещения, а также поля главных
даформаций позволили установить местоположение линий раздела
течения металла (л. р. т. м.). Стадийность радиальной ковки
различна для продольных и поперечных сечений очага деформа-
ций. В продольной плоскости стадии обжатия связаны с усло-
виями деформации на характерных участках бойка в зависимости
от относительной подачи. При малых подачах в начальной стадии
ковки действуют активные силы трения; при больших подачах
появляется раздел потоков течения металла в условиях тормозя-
щих сил трения; при подаче заготовки «в» бойки вытеснение ме-
талла на подающий манипулятор ограничено, что способствует
реализации однопоточного вытеснения металла в продольной
плоскости. В поперечной плоскости стадии обжатия связаны
с изменением величины охвата заготовки бойками в процессе
единичного обжатия.
На рис. 2.30 показаны поля линий скольжения в продольном
сечении поковки. Первая стадия обжатия (на начальном участке
заходного конуса бойка) происходит в две фазы. В начальный
момент заготовка подвергается обжатию только на участке
(см. рис. 2.30, а). Течение металла однопоточное в условиях
действия активных сил трения. Построение полей линий сколь-
жения, удовлетворяющих предельным значениям касательных
’ Неравноценные поля строят для трехмерного очага деформаций, дважды
применяя допущение о плоской деформации для двух взаимно перпендикулярных
сечений очага.
73
Рис. 2.30. Поля линий скольжения в продольном сечении поковки;
1 — боек
74
Рис. 2.31. Годографы скоростей в продольном сечении поковки
контактных напряжений, невозможно (для т — О и т = k). По-
этому на контактных поверхностях, определяемых конфигурацией
бойка, реализуются условия т < k (см. выход линий скольжения
на участок 0±0^.
Поле линий скольжения по рис. 2.30, в удается достроить до
оси поковки. Треугольник ОгАС получает возможность преиму-
щественного перемещения по линии АС, чем объясняется вогнутая
форма торцовой поверхности поковки. Соответствующий годограф
скоростей показан на рис. 2.31, а (см. составляющую скорости
перемещения А ОгАС на годографе). С повышением степени де-
формации (обжатие заготовки на участке бойка 0^0^ появляется
л. р. т. м. в условиях сопротивляющихся сил трения, очаг де-
формации увеличивается, схема течения металла становится
двухпоточной.
Поля линий скольжения в соответствии с рис. 2.30, б и б
являются элементами суммарного поля на первой стадии обжатия.
На рис. 2.30, б показан случай деформации осевой зоны заготовки
при течении металла в продольном направлении. Соответству-
ющий годограф скоростей приведен на рис. 2.31, б; на рис. 2.30, б
показано поле для случая деформации поверхностных зон в усло-
виях вытеснения металла в уширение. На второй стадии обжатия
деформации распространяются в осевую зону продольной пло-
скости.
Для условий максимального трения поле линий скольжения
показано на рис. 2.30, г, а соответствующий ему годограф —
на рис. 2.31, в, очаг деформации получает дальнейшее развитие
в продольном направлении и в глубь заготовки. На рис. 2.30, д
показана сетка линий скольжения, построенная для однопоточ-
ного течения металла при запрете вытеснения металла на по-
75
76
ди,"
Рис. 2.33. Годографы скоростей в поперечном сечении поковки:
а, б — начало и конец I стадии обжатия: в-—д II—IV стадии обжатия еоответетвенно
дающий манипулятор. В этом случае для конкретных размеров
бойка не удается построить поле линий скольжения для макси-
мальных касательных напряжений на контактной поверхности;
линии скольжения нельзя достроить на свободные поверхности,
и деформации проникают в осевую зону.
На рис. 2.32 показаны поля линий скольжения в поперечном
сечении поковки. Первая стадия обжатия характеризуется малым
углом (20—25°) охвата заготовки бойками. Поля линий скольже-
ния локализованы в поверхностных зонах, небольшие зоны за-
трудненной деформации расположены под бойками, и деформации
в осевую зону не проникают (рис. 2.32, а, б). Из годографов ско-
ростей следует два возможных направления потоков вытеснения
металла; 1 — навстречу движению бойков (металл заполняет
пространство между заготовкой и бойками, рис. 2.33, а) и 2 —
в пространство между бойками, в уширение (рис. 2.33, б). Де-
формация в поперечном сечении очага осуществляется за счет
течения металла в поверхностных зонах. Развитие сеток линий
скольжения заканчивается пересечением оси симметрии между
бойками линией скольжения ВС под углом 45°.
На второй стадии обжатия увеличивается угол охвата заго-
товки бойками до 30—35° и локальные очаги деформации соеди-
няются в общий (рис. 2.33, в). Увеличиваются размеры очага,
но деформация не проникает в осевую зону (построение сетки
до осевой зоны заготовки невозможно без нарушения условий
ортогональности). Предельный случай такого вида полей показан
77
ФбОЬЗ
Ф18П10№
Ф220
Рис. 2.34, Приспособление для радиального
обжатия:
1 — пуанеон; 2 — бойки; 3 — корпуе; 4, 5 — ниж-
нее и верхнее распорные кольца
на рис. 2.32, а. Угол охвата заго-
товки бойками увеличивается до 45°,
деформация металла в поперечном
сечении осуществляется до этой ста-
дии течением металла под бойками
и не распространяется в осевую зо-
ну. С дальнейшим увеличением ох-
вата заготовки бойками деформаци-
онные перемещения под бойками пре-
кращаются (угол охвата 60°) и ме-
талл вытесняется в пространство
между бойками, дальнейшая дефор-
мация в поперечном сечении очага
осуществляется за счет течения ме-
талла в уширение, а металл под бой-
ками дальше не деформируется
(рис. 2.32, д). Структура полей ли-
ний скольжения показывает, что на
всех стадиях обжатия деформации в
поперечном сечении поковки не рас-
пространяются до осевой зоны. На-
правления потоков вытеснения метал-
ла в уширение показаны на соответ-
ствующих годографах (см. рис. 2.33).
Таким образом, при ковке на РОМ деформация металла в осе-
вой зоне продольного сечения заготовки осуществляется за счет
потоков вытеснения; очаг деформации в поперечном сечении
не распространяется до осевой зоны.
Ограничение вытеснения металла на подающий манипулятор
приводит к увеличению очага деформации.
Обжатие заготовки с малыми подачами в бойки (начальная
стадия процесса) сопровождается однопоточным течением металла
под действием активных сил трения и приводит к образованию
вогнутой торцовой поверхности поковки.
Подтверждение необычного характера полей линий скольже-
ния в поперечном сечении очага деформаций получено экспери-
ментально. Физические линии скольжения в поперечном сечении
цилиндрической заготовки выявили при обжатии в приспо-
соблении (рис. 2.34), которое позволяет моделировать процесс
единичных радиальных обжатий.
Экспериментальные бойки и заготовки выполнили в масштабе
1 I 10 по отношению к производственным. Обжатие проводили
до стыкования отдельных элементов поля линий скольжения.
Фотографии физических линий скольжения представлены на
78
Рис. 2.35. Физические линии скольжения для поперечного сечения цилиндриче-
ской заготовки:
а, б — начало и конец развития поля
рис. 2.35. Наблюдение за возникновением, расширением и конеч-
ным видом полей физических линий скольжения показало, что
в начальной стадии обжатия линии скольжения образуют простое
поле, состоящее из окружностей и перпендикулярных к ним ра-
диусов. С увеличением обжатия начинается разветвление отдель-
ных полей в виде линий, пересекающихся под углом 90° и соеди-
няющих отдельные участки сетки линий скольжения. Локальные
участки поля соединяются в поверхностных и средних зонах
образцов, не проникая в осевую.
2.5.2. Напряженное состояние металла
при ковке на РОМ
Поля линий скольжения позволяют найти напряжения в очаге
деформации. Для расчета напряжений в неравноценных полях
линий скольжения воспользуемся интегралами уравнений плас-
тичности для плоской деформации
0 а — с в = ±26аАВ. (2-14)
По данным А. Д. Томленова, среднее нормальное напряжение
в точках на контактной поверхности продольного сечения
оо = -4976? (2.15)
а в точках на контактной поверхности поперечного сечения
оо =—2,446. (2.16)
Анализ напряжений в точках полей линий скольжения поз-
воляет обобщить формулы для определения средних нормальных
напряжений в продольном и поперечном сечениях поковки в за-
висимости от вида поля (табл. 2.2). Результаты расчетов по этим
формулам приведены в табл. 2.3 и 2.4.
79
Таблица 2.2. Формулы для определения средних нормальных
напряжений в поперечных и продольных сечениях заготовки
Способ построения поля Семейство линий скольжения Вид поля
Центрированный веер Криволинейный веер
От нагруженной поверхности о — а0 + 2kn Да а = а0 + 2&I7Z Да а = °о + 2k (п + т) Да
От свободной по- верхности ? а = а0 —- 2А?п Да а = а0 — 2km Да о — а0 — 2k (п + т) Ла
Примечание, а — среднее нормальное напряжение в любой точке
поля; а0—среднее нормальное напряжение на контактной поверхности; 2k —
~ ат — предел текучести данного материала; k — пластическая постоянная;
л, т — номера линий семейств Т) и £ соответственно; Да — угол
разбиения центрированного веера.
При замене плавных линий скольжения ломаными вносится
погрешность в определение среднего нормального напряжения,
связанная с несоблюдением ортогональности поля в пределах
±Аа/2. Например, переход по линиям скольжения от точки В
в точку D осуществляется через восемь участков, а переход от
точки А в точку В — через семь участков (см. рис. 2.31, а).
Следовательно, напряжение в точке D
<JD — ао + 2k [п + (т — 1) J Аа.
Погрешность (~10%), которая внесена в определение среднего
нормального напряжения построением криволинейного веера,
учтена при составлении данных табл. 2.3 и 2.4.
На основании значений средних напряжений определяются
компоненты напряжений при плоском деформированном состо-
янии:
аю == а + k sin 2а;
оу — а — £ sin 2а;
= —£ cos 2а,
(2.17)
Стадия
обжатия *
1(1)
1(2)
1(3)
II
III
Таблица 2 .3. Относительные средние нормальные
G/fe в точках
ot о, Оз Од А В с
—4,7 —4,7 — —4,7 —2,26 —4,7
—4,7 —4,7 —4,7 — —4,7 —4,07 —4,07
—4,7 —4,7 —4,7 —4,7 —4,07 —4,07
—4,7 —4,7 —4,7 — —4,7 —3,94 —4,7
—4,7 —4,7 —4,7 —4,7 —5,64 —5,95 —4,7
* В скобках указан тип поля.
80
где ою, оу — компоненты напряжений по осям х и у соответ-
ственно; Фед — касательная компонента напряжений в плоско-
сти ху-, о — вреднее нормальное напряжение в точке; а — угол
между осью х и касательной к линии скольжения в данной точке.
Результаты расчетов по формулам (2.17) сведены в табл. 2.5
и 2.7 для продольных и поперечных плоскостей. В табл. 2.6
приведены компоненты напряжений в осевой зоне продольного
сечения поковки. На основании анализа табличных данных уста-
новлено, что в начале первой стадии обжатия в осевой зоне про-
дольного сечения поковки действуют растягивающие напряжения,
которые в конце обжатия (участок О^Ов) переходят в сжимающие
напряжения.
На дальнейших стадиях ковки увеличивается очаг деформации
и повышаются сжимающие напряжения в осевой зоне, причем
напряжения по оси у (поперечные напряжения) по абсолютной
величине всегда больше, чем по оси х (продольные напряжения).
Сравнение напряжений для второй и третьей стадий обжатия
показывает, что при примерно одинаковой величине очага де-
формации форма его границы (с перегибом линий скольжения при
однопоточном течении металла) обусловливает увеличение сжима-
ющих напряжений в осевой зоне поковки. Это в сочетании с боль-
шими значениями деформаций в осевой зоне поковки создает
благоприятное напряженное состояние объемного сжатия g одной
положительной деформацией в продольном направлении. Очаги
деформации в продольном сечении поковки таковы, что пласти-
ческой деформации подвергается и некоторая часть заготовки,
которая расположена вне бойков, что хорошо согласуется с дан-
ными деформации координатных сеток. В этом случае сжимающие
напряжения в продольном направлении по абсолютной величине
больше, чем в поперечном. В полях с двухпоточным течением
металла сжимающие напряжения увеличиваются в продольном
направлении поковки с выходом очага деформации из-под бойков,
а поперечные вжимающие напряжения уменьшаются; в попереч-
ном направлении сжимающие напряжения убывают от поверх-
ности к оси поковки. При однопоточном течении металла сжима-
ющие напряжения в осевой зоне больше, чем в поверхностных
напряжения oik в продольной сечении заготовки
(см. рис. 2.30)
D Е F G в К ь м
0,18 —
—4,7 —3,45 —4,7 —4,07 —4,07 —3,45 — —1,57
—4,7 —2,2 —4,7 —4,07 —4,07 —2,2 —2,2 —2,2
—3,94 —4,7 —4,7 —3,94 —3,94 —3,18 — —
—5,25 — —4,7 — — —4,0 — —
81
Таблица 2.4. Относительные средние нормальные напряжения
oik в поперечном сечении заготовки
Стадия обжатия G/k в точках (см. рис. 2.32)
Ох Bi Ci Dt Ci
I —2,44 —2,44 —0,34 —0,34
II -2,44 —2,44 -0,21 0,63 — 1,04 —
III —2,44 —2,44 -0,76 —0,48 -2,44 —
IV —2,44 —2,44 —4,49 —5,23 —3,56 -4,67
зонах, что в большей мере проявляется для поперечных напря-
жений. В таком поле сжимающие напряжения в поперечном и
продольном направлениях принимают максимальные значения
на расстоянии (1/3) R от оси поковки. Это подтверждает реализа-
цию благоприятных условий при одно поточном течении металла,
чему способствует ковка с подачей заготовки «в» бойки.
В поперечном сечении поковки на первой стадии обжатия
напряжения по оси у положительные в тех участках, которые
выходят за пределы угла охвата заготовки бойками. С расшире-
нием очага деформации (вторая стадия обжатия) растягивающие
напряжения принимают еще большие значения и действуют
Таблица 2.5. Компоненты напряжений
Стадия обжа- тия Компо- ненты напря- жений Значения компонентов напряжений
01 о2 О3 о4 А в с
1(1) н Q Q £ «г Н -3,7 —5,7 0 Н. О. Н. О. Н. О. — — -3,7 -5,7 0 —3,026 — 1,494 0,643 —3,7 —5,7 0
1(2) йа И « О О р H. О. н. о. н. о. -3,891 —5,509 0,588 Н. О. Н. О. Н. О. — -3,891 —5,509 0,588 —3,07 —5,07 0 —3,07 —5,07 0
КЗ) н Q Q и «г и «г Н. О. Н. о. Н. О. —3,891 -5.509 0,588 Н. О. Н. О. Н. О. — —3,891 -3,891 0,588 —3,07 —5,07 0 —3,07 -5,07 0
II Н. О. Н. О. Н. О. Н. О. Н. О. Н. О. Н. О. Н. О. Н. О. — —3,7 —5,7 0 —3,221 —4,659 0,695 —3,7 —5,7 0
III И и ООН —4,2 —5,2 —0,866 —4,2 -5,2 0,866 -3,934 —5,466 0,643 Н. О. Н. О. Н. О. —4,7 -6,58 0,342 —5,01 —6,89 0,342 —4,2 —5,2 0,866
Примечание. В скобках указан тип поля; н. о. — напряженное состоя
82
как по оси у, так и по ови л, принимая максимальные значения
на оси симметрии заготовки между двумя бойками. С увеличением
угла охвата до 45° напряжения во всех точках очага деформации
становятся сжимающими (третья стадия обжатия). Дальнейшие
обжатие и увеличение угла охвата приводят к вытеснению металла
в пространство между бойками, вжимающие напряжения увели-
чиваются и принимают максимальные значения в плоскости
поковки, расположенной под бойками.
Таким образом, метод неравноценных полей линий скольжения
позволил уточнить и детализировать известное положение о том,
что при радиальной ковке в большей части объема очага деформа-
ций преобладает напряженное состояние объемного сжатия.
При радиальной ковке напряжения в продольном сечении по-
ковки сжимающие как в продольном, так и в вертикальном на-
правлениях, причем однопоточное вытеснение металла увеличи-
вает сжимающие напряжения в осевой зоне поковки.
При малых углах (<45°) охвата заготовки бойками напряже-
ния в поперечном сечении поковки, на участках между бойками,
растягивающие. С увеличением обжатия эти напряжения пере-
ходят в сжимающие.
В результате анализа механики очага деформаций при радиаль-
ном обжатии можно вделать практичевкие выводы:
в продольном сечении заготовки
(в долях k) в точках (см. рис. 2.30)
D Е F G н к L м
1,18 - - - - —
—0,82 — — — — — — —
0 — — — — — — —•
—3,891 —4,038 —3,891 —3,07 —3,07 —4,038 — —0,57
—5,509 —2,862 —5,509 —5,07 —5,07 —2,862 — —2,57
0,588 0,809 0,588 0 0 0,809 — 0
—3,891 —3,2 —3,891 —3,07 —3,07 —3,2 —3,2 —3,2
—5,509 —1,2 —5,509 —5,07 —5,07 — 1,2 — 1,2 —1,2
0,588 0 0,588 0 0 0 0 0
-3,221 —3,7 -3,7 —3,221 —3,221 —2,18 — —
—4,659 —5,7 —5,7 —4,659 -4,659 —4,18 — —
—0,695 0 0 0,695 0,695 0 — —
—4,24 —3,934 — —3,862 — —
—6,24 — —5,466 — — —4,174 — —
0 — 0,643 — — 0,985 — —
ние в особых точках не определено.
83
Таблица 2.6. Сравнение компонентов напряжений в осевой зоне
продольного сечения заготовки для различных стадий обжатия
Стадия обжатия ® Значения компонентов напряжений (в долях k)
°х хху
I (1) 1,18 —0,82 0
I (2) —0,57 —2,57 0
II —2,18 —4,18 0
III —4,24 —6,24 0
* В скобках указан тип поля.
профиль бойка оказывает наибольшее влияние на течение
металла в поверхностных зонах и меньшее — на распределение
деформаций в осевой зоне;
ковка бойками с большим углом наклона заходного конуса
происходит при более интенсивном изменении градиента дефор-
маций за одно обжатие, чем ковка бойками с небольшим углом;
большой угол заходного конуса бойков обеспечивает получение
больших обжатий за один удар;
Таблица 2.7. Компоненты напряжений в поперечном сечении
заготовки *
Стадия обжатия Компоненты напряжений Значения компонентов напряжений (см. рис. 2.32) в точках (в долях k)
0’1 *1 с'1 D"i
I Ох °У Хху н. О. Н. О. Н. О. — 1,44 —3,44 0 —0,84 0,16 0,866 —0,84 0,16 0,866 —
II Ох °У Хху Н. О. Н. О. Н. О. — 1,44 —3,44 0 0,826 0,406 0,788 0,630 0,630 1,0 —0,04 —2,04 0
III Ох °У Хху Н. О. Н. О. Н. О. —1,44 —3,44 0 —0,864 —0,654 0,994 —0,48 —0,48 1,0 — 1,44 —3,44 0
IV Ох ° У Хху Н. О. Н. О. Н. О. —2,44 —2,44 1,0 —3,702 —5,278 —0,616 —4,23 —6,23 0 —3,56 —3,56 1,0
Примечание, н. о. — напряженное состояние в особых точках не
определено.
84
обжатие с относительной подачей менее 0,4 происходит при
течении металла, близком к равномерному, и сосредоточении
наибольших деформаций в осевой зоне поковки? уков незначи-
тельно влияет на распределение деформаций?
распространение деформаций в осевую зону поковки проис-
ходит вследствие действия потоков вытеснения в ее продольной
плоскости. Течение металла в уширение при обжатии без кантовок
приводит к меньшей деформации металла осевой зоны в продоль-
ном сечении и способствует большей деформации в поперечном
сечении?
при радиальной ковке в большей части объема поковки пре-
обладает напряженное состояние объемного сжатия- при малых
углах охвата заготовки бойками (меньше 45°) напряжения в попе-
речной плоскости поковки (сечение между бойками) — растяги-
вающие, преобразование двухпоточного вытеснения металла в од-
нопоточное при ковке с подачей заготовки «в» бойки приводит
к увеличению напряжений в осевой зоне.
3 ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ
И ГЕОМЕТРИЧЕСКИЕ
ПАРАМЕТРЫ
РАДИАЛЬНОЙ КОВКИ
К технологическим параметрам радиальной ковки относятся:
подача заготовки S;
обжатие за проход Ad (A/i);
степень деформации при единичном обжатии заготовки
еср к (ezcp)j
скорость деформации при единичном обжатии заготовки
®ср к (Вгср);
дробность деформации &дк (&Дп);
междеформационная пауза тк (тп);
частота вращения заготовки я;
частота обжатий заготовки #.
К геометрическим параметрам радиальной ковки относятся:
относительная подача заготовки S/d0 (S/ZK), Z/ZK, b/d;
максимальный угол контактирования заготовки с бойком 0тах;
параметр очага деформации L/d^ (L/hcp);
угол заходного конуса ф.
3.1. НАПРАВЛЕНИЕ И ВЕЛИЧИНА ПОДАЧИ ЗАГОТОВКИ
Стальные заготовки диаметром 230 мм, длиной 1100 мм с коор-
динатными сетками в продольном диаметральном сечении (см.
рис. 2.4, 2.13) нагревали до ковочной температуры и ковали
в бойках с диаметром калибрующей полости 140 мм по следующей
схеме (рис. 2.2):
подача заготовки манипулятором А «в» бойки с затрудненным
вытеснением металла в сторону манипуляторной головки А;
передача заготовки манипулятору Б;
подача заготовки манипулятором Б «из» бойков со свободным
вытеснением металла в обе стороны продольной оси, в том числе
и к манипуляторной головке Б;
«непрерывная» подача и кантовка заготовки (ковка по уча-
сткам) .
Исходную заготовку диаметром £>0 = 230 мм ковали с раз-
личными степенями деформации за один проход1: ej = 5%,DK1 =
1 £>к1, £>ка» £>кз» £>к4 — конечные диаметры четырех поковок.
86
Рис. 3.1. Продольная плоскость цилиндрической поковки, откованной с раз-
личным направлением подачи (обжатие 20%):
слева — подача «в» бойки; справа — подача «на» бойков
— 224 мм; 8ц = 10%; DK3 = 212 мм; 8Ш == 20 %; DK8 = 190 мм;
8jy ~ 40%; = 147 мм.
Поковка после обжатия представлена на рив. 3.1.
3.1.1. Деформации и «закручивание»
при радиальной ковке круглых заготовок
Ковка заготовок, когда непрерывное вращение манипулятор-
ной головки прерывается кратковременными нажатиями (уда-
рами) бойков, приводит к «закручиванию» поковки, что визуально
отмечено по искривлению продольного сварного шва на заготовке.
С уменьшением диаметра поковки при последующих проходах
уменьшается ее сопротивление скручиванию, и эффект «закручи-
вания» усиливается. Схема «закручивания» показана на рис. 3.2.
Количественно «закручивание» зависит от многих факторов (марка
стали, температура ковки, поперечное сечение поковки)х. При
ковке с обжатиями 8j = 5%, 8ц = 10% и 8щ — 20% угол «за-
кручивания» на единицу длины составлял 1,4; 2,7; 5,5°, т. е
Рис. 3.2. Снема «вакручивания» поковки:
а — подача заготовки «в» бойки; б — подача заготовки «из» бойков; 1 *» шов; ®д, ©^ —
направления вращения манипуляторных головок А и В соответственно; Р <=» направления
внешнего усилия; П — направление подачи заготовки
8 Кроме того, явление «закручивания» поковки при ковке в симметричном
инструменте зависит от угла кантовки, согласованного с единичным обжатием,
а при ковке в несимметричном инструменте — еще и от соотношения форм бойков.
87
О ------ п —* о
Рис. 3.3. Смещения центров эллипсов деформированной координатной сеткн (мм)
в продольной плоскости заготовки, обжатой на 20%:
О — отклонение линии координатной ветки от вертикали; П — направление подачи;
/—3 — участки •
получено примерное удваивание угла «закручивания» с увели-
чением обжатия в 2 раза.
По отпечаткам деформированной координатной сетки были
рассчитаны местные деформации и оценен характер макротечения
в зависимости от направления подачи заготовки. При малых
обжатиях (ez = 5%) направление подачи не влияет на характер
течения металла. При суммарных обжатиях е2 > 10—15% про-
являются результаты «закручивания» покрвки и на деформирован-
ной сетке выделяются три характерных участка.
Участок 1 соответствует ковке с подачей заготовки «в» бойки
и с «закручиванием» по часовой стрелке (см. рис. 3.2 и 3.3): линия,
перпендикулярная к продольной оси заготовки, отклоняется
в направлении, противоположном направлению подачи, разность
перемещений металла в поверхностной и осевой зонах составляет
4—5% по радиусу поковки. Ниже осевой линии течение металла
поверхностной зоны перекрывается эффектом «закручивания».
В результате для данной степени деформации получена квази-
компенсация двух явлений.
На участке 2, соответствующем смене направления подачи
заготовки, «закручивание» отсутствует, и искривленные на уча-
стке 1 поперечные линии постепенно возвращаются в исходное
положение.
Участок 3 заготовки ковали с подачей «из» бойков, при которой
получается «закручивание» против часовой стрелки (см. рис. 3.2).
Распределение деформации аналогично распределению деформа-
ций на первом участке, а направление «закручивания» противо-
положно. Жесткое смещение вследствие «закручивания» проис-
ходит в противоположном направлении, и «отставание» течения
металла поверхностной зоны суммируется с эффектом «закручи-
вания» в противоположном направлении, в результате чего раз-
ность перемещений в поверхностной зоне достигает 4—5%. На
рис. 3.3 показаны эпюры смещений по деформированной сетке по-
88
ковки, обжатой на е1П — 20%. С повышением обжатия до е2 =
= 75% на участке 1 перемещения металла поверхностных зон
отстают от перемещений металла в осевой зоне на 25—35% (по ра-
диусу поковки), на участке 2— на 10—18%, а на участке 3 —
на 25—35%. При изменении знака суммирования описанных
эффектов можно получить смещение в поверхностной зоне на
3—13%.
Таким образом, «закручивание® поковки по-разному искажав»
характер течения металла в зависимости от направления подачи
заготовки. Максимальная интенсивность течения металла отме-
чена в осевой зоне поковки, как на участке поковки с подачей
«в» бойки, так и на участке с подачей «из» бойков.
Поля главных деформаций 8г и е2 и поля интенсивности де-
формаций показывают для всех обжатий в качественном отно-
шении сходственную картину. Поэтому выявленные особенности
справедливы для всех трех типов полей (вх, е2, ег).
После ковки с обжатием 8Х = 5% распределение деформаций
в продольном сечении поковки близко к равномерному. После
дальнейшей ковки этой заготовки с обжатием 8ц — 10% (суммар-
ное обжатие составило 15%) характер полей не изменился. При
малых обжатиях (есум < 15%) направление подачи заготовки не
влияет на характер распределения деформаций. Влияние направ-
ления подачи заготовки на течение металла становится заметным
после ковки с обжатием 8сум == 35%. На рис. 3.4 показаны поля
интенсивности деформаций после ковки с обжатиями 8П1 = 20%
и 8jv — 40%.
В продольном разъеме поковки обнаружено три характерных
участка (см. рис. 3.4). Участок 1 соответствует подаче «в» бойки
(с ограничением вытеснения металла на манипулятор). Деформа-
ции в осевой зоне, например 8Ь на 9—15% больше, чем деформа-
ции в поверхностных зонах. Вдоль оси степень деформации в осе-
вой зоне возрастает при удалении от торца поковки от 9 до 13%
вследствие уменьшения влияния внешнего конца поковки на
распределение деформаций.
Переходный участок 2, разделяющий области с различным
направлением потоков вытеснения металла, отличается повыше-
нием неравномерности деформаций в продольном направлении
и уменьшением ее в поперечном направлении.
Участок 3 заготовки откован с подачей «из» бойков в условиях
двухпоточного вытеснения металла. На этом участке умень-
шаются деформации в осевой зоне и разность деформаций по
сравнению с поверхностной зоной.
Поля деформаций после ковки этой же заготовки с обжатием
eIV = 40% (всум = 75%) аналогичны полям после предыдущего
обжатия.
На полях деформаций, как и на деформированных сетках,
линия раздела течения металла не обнаруживается. При ковке
с «непрерывной» подачей заготовки (относительная подача b/d =
89
Рис. 3.4. Поля интенсивности деформаций в продольной плоскости заготовок,
обжатых на 20% (д) и на 40 % (б)
= 0,054-0,10) раздел течения металла существует при каждом
единичном обжатии, однако при обжатии с перекрытием подач
он не обнаруживается вследствие суперпозиции деформационных
эффектов.
Рис. 3.5. Разность интенсивности деформаций
Двг в осевой и поверхностных зонах для об-
жатий по длине L поковки:
I — 15%; II — 35%; III — 75%; 1 — 3 — участки
90
На рис. 3.5 показана разность интенсивности деформаций:
в условиях вытеснения металла на подающий манипулятор де-
формации в осевой зоне поковки больше, чем в поверхностных
зонах. При этом относительное увеличение максимально для по-
перечной деформации е2.
Таким образом, для обжатий в <; 15% распределение дефор-
маций близко к равномерному в продольном сечении поковки
(As « 0), а направление подачи не влияет на характер распределе-
ния деформаций.
С увеличением обжатия (в > 15%) на участке, откованном
с подачей заготовки «в» бойки (вытеснение металла на подающий
манипулятор ограничено), наблюдается наименее неравномерное
распределение деформаций по длине поковки и большая разноеть
их значений в осевой и поверхностных зонах. Разность получается
за счет повышения деформаций в осевой зоне при ковке с подачей
«в» бойки.
С целью достижения наименьшей неравномерности распределе-
ния деформаций по длине поковки и сосредоточения максималь-
ных деформаций в осевой зоне, следует ковать преимущественно
с подачей заготовки «в» бойки.
3.1.2. Поля деформаций для разных подач
Распределение деформаций в продольной плоскости получено
для цилиндрических (№ 1) и квадратных (№ 2) заготовок
(см. рис. 2.11 и 2.23, б).
После сборки исходных заготовок их нагревали до ковочной
температуры и обжимали в бойках с диаметром калибрующей
полости 140 мм. Расположение плоскости координатной сетки в за-
готовке № 2 соответствовало рис. 2.12 (плоскость 2). Заготовку
№ 1 ковали по следующей схеме:
подача заготовки в бойки и ковка ее с различными относи-
тельными подачами на четырех участках (табл. 3.1);
подача заготовки манипулятором А «в» бойки, передача мани-
пулятору В и подача заготовки манипулятором Б «из» бойков;
обжатие заготовки после подачи ее в заданное положение
до конечного диаметра при «непрерывной» кантовке (ковка по
участкам).
Заготовку № 2 ковали по следующей схеме:
обжатие ребер квадратной заготовки после подачи ее в задан-
ное положение с различными относительными подачами на уча-
стках (см. табл. 3.1); при этом часть заготовки, которая охва-
тывается бойками, больше, чем ее свободная поверхность в конце
обжатия;
подача заготовки манипулятором А «в» бойки, передача мани-
пулятору Б и подача заготовки манипулятором Б «из» бойков.
Отпечатки деформированной сетки, снятые после каждого
этапа эксперимента, показали, что для цилиндрической заготовки
деформации в осевой зоне больше, чем в поверхностных зонах;
91
Таблица 3.1. Характеристика условий ковки
Номер заготовки Обжа* тие е, % Размер заготов- ки, мм Размер поковки, мм Подача по длине заготовки, * мм
Участок 1 Участок 2 Участок 3 1 Участок 4 0,123 30
1 15 0 230 215 1,000 230 0,625 145 0,275 65
25 0 215 185 1,000 215 0,625 135 0,275 60 0,123 25
40 0 185 143 1,000 185 0,625 115 0,275 50 0,123 25
2 17,5 180Х Х180 ** 180 *** 0,500 115 0,410 95 0,185. 45 —
* В числителе и знаменателе приведены относительные и действительные
подачи соответственно,
** Длина диагонали 230 мм.
*** Размер по обжатым ребрам.
характер деформированной сетки меньше зависит от степени
деформации, чем от подачи.
На участке 1 поковки, который ковали с относительной пода-
чей b/d = 1,0, по деформированной сетке установлено наличие
раздела течения металла, так как при больших относительных
подачах течение металла двухпоточное с максимальным развитием
деформаций в осевой зоне. Неравномерность деформаций увеличи-
вается вследствие вытеснения металла из-под бойков в двух
направлениях вдоль оси поковки. Это проявляется и внешне —
в различии диаметров поковки по длине (после ковки заготовки
с обжатием ещ = 40% диаметр поковки на участке одной подачи
составил 144—153 мм).
Участок 2 ковали с относительной подачей b/d — 0,625, и уча-
стки 3 и 4 — с относительными подачами 0,275 и 0,123 соответ-
ственно. При малых относительных подачах поверхности раздела
течения металла взаимно перекрываются на участках соседних
подач. В результате сохраняется характер координатной сетки,
созданный более интенсивным течением металла в осевой зоне
и «закручиванием» поковки.
После обжатия ребер квадратной заготовки большие относи-
тельные подачи b/d = 0,5 привели к аналогичному характеру
искажения деформированной сетки, в которых содержатся четыре
фигуры в соответствии с числом подач на этом учас ке. Обжатие
с большими относительными подачами (b/d > С,5) происходит
в условиях раздела потоков вытеснения металла. С повышением
обжатия (е 15%) двухпоточный характер течения металла
92
проявляется ярче; диаметр поковки по длине различен. Ковка
с малыми относительными подачами (b/d — 0,14-0,4) обеспечивает
наименее неравномерное течение металла со взаимным перекры-
тием поверхностей раздела течения.
Поля для трех компонент деформаций в поковке № 1 показы-
вают для всех обжатий качественно сходную картину. На рис. 3.6
показано поле интенсивности деформаций после ковки с обжатием
&I — 15%, а на рис. 3.7 приведены поля главных деформаций
и интенсивности деформаций после ковки с обжатием вп = 25%.
После ковки с обжатием ех = 15% в соответствии с различными
относительными подачами поля можно разделить на четыре харак-
терных участка.
Участок 1, который ковали с относительной подачей 1,0,
отличается значительной неравномерностью распределения дефор-
маций, особенно в продольном направлении поковки, что обуслов-
лено наличием раздела течения металла. Участок 1 ковали с двумя
подачами и в соответствии с этим по оси поковки наблюдаются
две области с большими деформациями и три с меньшими по
сравнению со средней степенью обжатия. В центральной зоне
выпуклой фигуры (место расположения линии раздела течения
металла) продольная деформация на 65% больше, а по краям
на 60% меньше, чем средняя е1ср (отоси к поверхности в централь-
ной зоне степень деформации уменьшается на 50—85% и возра-
стает на 40—70% по краям фигуры). Деформации поверхно-
стной зоны мало изменяются и принимают, как правило, макси-
Рис. 3.6. Поле интенсивности деформаций е/ в продольной плоскости поковки
№ 1, обжатой на 15%; 1—4 — участки
93
_ I _ I _ I _
1 I г I J I 4
6)
Рис. 3.7. Поля деформаций в продольной плоскости поковки № 1, обжатой на 25%:
а, б — главные деформации ег и ва; в — иитеиеивиоеть деформаций е^; 1—4 участки
94
мальные значения в области раздела течения. Средние арифмети-
ческие значения деформаций в осевой и поверхностных зонах
примерно одинаковы и равны средней деформации в соответствии
с обжатием 8j = 15% (е?сев = е?ов = 0,19 « eicp).
На участке 2, откованном с относительной подачей 0,625,
отмечено менее неравномерное распределение деформаций. Про-
дольная деформация в центральной зоне выпуклой фигуры
всего на 10—20% больше, а по краям на 10% меньше, чем средняя.
(От оси поковки к поверхности она уменьшается на 10% и воз-
растает на 10—20% по краям фигуры е°сев « е°ов «0,18 = ег ср).
Участки 3 и 4 откованы с относительными подачами 0,275
и 0,123 соответственно. На этих участках деформация распре-
делена менее неравномерно, как в продольном, так и в поперечном
направлениях, с максимальными деформациями в осевой зоне
поковки, так как при малых относительных подачах поверхности
раздела течения металла взаимно перекрываются на соседних
участках подач. С уменьшением относительной подачи (участок 4)
отмечено дальнейшее повышение деформаций в осевой зоне по-
ковки (на 5—15%) по сравнению с поверхностными зонами.
После ковки заготовки с обжатием 6ц = 25% (есум = 40%)
продольная деформация на участке 1 распределена крайне
неравномерно (см. рис. 3.7). В центральной зоне выпуклой фи-
гуры она на 45—50% больше, а по краям на 30—40% меньше, чем
среднее обжатие (от оси к поверхности поковки она умень-
шается на 30% для центральной зоны и возрастает на 70% по
краям фигуры).
Среднее арифметическое значение составляет 8°сев = еуов =
= 0,45 « е1ср. На участке 2 отмечено уменьшение неравномер-
ности деформации, а деформация в осевой зоне поковки на 9%
больше, чем в поверхностных зонах и больше, чем средняя степень
деформации. Продольная деформация на участке 3 в осевой зоне
поковки на 0—20% больше, чем в поверхностных зонах (в среднем
на 11,5%), причем в осевой зоне на 9% больше, а в поверхно-
стных зонах на 3% меньше, чем средняя. С дальнейшим уменьше-
нием относительной подачи (участок 4) увеличивается различие
между деформациями в осевой и поверхностных зонах (ех в осевой
зоне на 10—25% больше, чем в поверхностных зонах, в среднем
на 16%). После ковки с обжатием еш = 40% (есум = 80%) отме-
чено качественно аналогичное распределение деформаций.
На рис. 3.8 дано распределение интенсивности деформаций,
а на рис. 3.9 — увеличение ее в осевой зоне по сравнению с по-
верхностными зонами (для различных обжатий). Для обжа-
тий 8 < 15% значения деформаций примерно одинаковы в осевой
и поверхностных зонах поковки, а с увеличением обжатия
повышаются деформации в осевой зоне поковки за исключением
больших относительных подач b/d = 1,0, когда картина стано-
вится обратной. В то время как деформации поверхностных зон
95
Рис. 3.8. Распределение интен-
сивности деформаций 8* в осевой
(-----) и поверхностной (----)
вонах по длине поковок, обжа-
тых на 15% (I), 40% (II) и 80%
(III); /—4 — участки
мало изменяются, они повышаются в осевой зоне поковки с умень-
шением относительной подачи и принимают максимальные значе-
ния для bld = 0,123. Приращение деформаций в осевой и поверх-
ностных зонах увеличивается от отрицательного значения для
больших относительных подач до максимального положительного
для малых; относительное увеличение максимально для попереч-
ной деформации б2.
Поля деформаций после обжатия ребер с обжатием ei = 17,5%
(поковка № 2) показаны на рис. 3.10. В поле продольных дефор-
маций ех отмечено три участка, в соответствии с различными
относительными подачами (см. табл. 3.1). Участок 1 поковки
ковали с относительной подачей 0,5, что привело к крайне не-
равномерному распределению деформаций, особенно в продольном
направлении поковки (рис. 3.10, а). Распределение деформаций
в выпуклых фигурах аналогично тем, которые получены при
ковке цилиндрической заготовки с большими относительными
подачами. Максимальные деформации отмечены в центральной
зоне фигуры и уменьшаются от оси поковки к поверхности;
минимальные деформации наблюдаются по краям фигуры с их
увеличением от оси поковки к поверхности.
Рис. 3.9. Разность интенсивности
деформаций Дв^ в осевой и поверх-
ностной вонах по длине L поковок
для различных обжатий 8сум:
I - 15%; II - 40%; III - 80%; 1-4^
участки
96
в)
Рис. 3.10. Поля деформаций в продольной плоскости поковки № 2, обжатой
по ребрам на 17,5%:
а, б — главные деформации ех и е2; в — интенсивность деформаций в*; 1— 8—участки
4 п/р з. л Тк^.п
97
Меньшие относительные подачи 0,410 и 0,185 (на участках 2
и 3) обеспечивают наименее неравномерное распределение дефор-
маций. Поле продольной деформации ех прц обжатии ребер ква-
дратной заготовки с относительно большими обжатиями в > 15%
показывает также, что осевые зоны для всех исследованных
относительных подач деформируются больше, чем поверхностные
и это различие увеличивается с уменьшением относительной
подачи.
Распределение поперечных деформаций в2 существенно отли-
чается от распределения продольных деформаций: распределение
деформаций в продольном направлении более равномерное, а в по-
перечном направлении деформации возрастают от оси поковки
к поверхности для всех относительных подач (рис. 3.10, б).
Распределение интенсивности деформаций отражает характер
полей продольной и поперечной деформаций (рис. 3.10, в): на
участке поковки, откованном с большой относительной подачей
отмечено наличие раздела течения металла. С уменьшением отно-
сительной подачи уменьшается неравномерность распределения
деформаций, а интенсивность деформаций для всех исследованных
подач в осевой зоне поковки меньше, чем в поверхностных зонах.
Сопоставление данных, полученных при ковке круглых и ква-
дратных заготовок, позволяет сделать следующие выводы.
1. Большие относительные подачи (b/d > 0,5) приводят к по-
явлению раздела течения металла и к наиболее неравномерному
распределению деформаций вследствие того, что деформации в
поверхностной зоне принимают максимальные значения.
2. С уменьшением относительной подачи (b/d — 0,44-0,1) умень-
шается неравномерность распределения деформаций, которые
принимают максимальные значения в осевой зоне поковки.
3. Разность деформаций в осевой и поверхностных зонах
поковки увеличивается с уменьшением относительной подачи,
главным образом вследствие увеличения деформаций в осевой
зоне, и принимает максимальные значения для относительных
подач b/d = 0,1, что соответствует относительной подаче при
«непрерывном» движении заготовки в бойки.
4. При обжатии ребер квадратной заготовки осевая зона для
всех относительных подач деформируется менее интенсивно, чем
поверхностные зоны. Причинами этого являются непосредственное
воздействие бойка на поверхностные зоны, и вытеснение металла
в уширение в поперечном сечении за счет обжатия ребер заго-
товки.
3.2. ФИКСАЦИЯ ПОТОКОВ ВЫТЕСНЕНИЯ МЕТАЛЛА
Количественно оценить вытеснение металла на подающий ма-
нипулятор можно при ковке цилиндрической заготовки с направ-
лением подачи «в» бойки. Если торец заготовки плотно прижат
к опоре манипулятора, то по глубине внедрения выступа опоры
98
Таблица 3.2. Определение единичного обжатия
Обжатие в, % Номиналь- ное число ударов бой- ков в 1 мин Время об- жатия t, МИИ Число уда- ров бойков п эа обжатие Абсолютное обжатие AD Единичное обжатие Ad
к IM
15 310 0,09 28 16 0,57
25 310 0,15 47 29 0,62
40 310 0,21 65 41 0,63
(060 X170 мм) в торец поковки можно оценить вытеснение металла
на подающий манипулятор. Несмотря на то, что течение металла
в направлении подачи больше, чем в противоположном (выпук-
лость поперечных линий координатных сеток в сторону подачи
в 1,5—2,0 раза больше), вытеснение металла на подающую голов-
ку также заметно. После обжатия 80ум = 40% глубина отпечатка на
торце поковки составляет 7 мм, а после обжатия 8<™ = 80% —
12 мм. При малых относительных подачах (bld < 0,4) двухпоточ-
ный характер течения металла нивелируется вследствие перекры-
тия поверхностей раздела течения на участках соседних подач.
Для понимания процессов вытеснения металла наряду с относи-
тельными подачами надо знать единичные обжатия заготовки за
один удар бойков, которые определяются исходя из параметров
процесса радиальной ковки (табл. 3.2).
Как следует из табл. 3.2 единичное обжатие заготовки за один
удар бойков является величиной, равной ~0,6 мм.
При ковке на РОМ в отличие от ковки под прессами, макси-
мальные деформации обнаружены в осевой зоне поковки при ма-
лых относительных подачах. При ковке на РОМ с большими отно-
сительными подачами увеличивается траектория частиц, преодо-
левающих тормозящие силы трения в продольном направлении,
что приводит к вытеснению металла в поперечном направлении
(в уширение) и уменьшению деформаций в осевой зоне поковки.
Это явление, в частности, было подтверждено при ковке цилин-
дрической заготовки диаметром 190 и длиной 1250 мм с различ-
ными относительными подачами по схемам:
подача заготовки манипулятором А «в» бойки и ковка ее
с относительной подачей b/d ~ 0,5;
передача заготовки манипулятору Б и ковка ее с «непрерыв-
ной» подачей «из» бойков (b/d — 0,08);
обжатие заготовки на диаметр 150 мм (в — 40%) без кантовки.
По следам от удара бойка на поковке определили, что обжатие
заготовки на участке с b/d = 0,5 сопровождается уширением на
17%. Такое течение металла в уширение соответствует эпюре
затекания металла в диаметральную щель при свободной осадке
«высоких» образцов. Это свидетельствует о развитых полях сил
трения в центральных участках контактной поверхности с суще-
ствованием раздела течения металла. Вытеснение металла в меж-
4* 99
бойковое пространство (по диагонали) также максимально для
больших относительных подач: на участке с bld — 0,5 оно состав-
ляло 25—30% от радиуса поковки, а на участке с bld == 0,08
равнялось 22—25%.
8.8. КОМБИНИРОВАНИЕ РЕЖИМОВ КОВКИ
Технологии ковки в изменением формы промежуточных заго-
товок (квадратная, круглая и т. д.) применяют довольно часто.
Поэтому важно знать распределение деформаций после обжатия
ребер квадратной заготовки и влияние этого процесса на итоговое
поле деформаций после дальнейшей ковки на цилиндрический
вал. Первая часть технологии детально разобрана при определе-
нии влияния относительной подачи на течение металла во время
обжатия ребер квадратной заготовки (см. п. 3.1.2). Вторая часть
технологии включала ковку с подачами в разных направлениях,
отделочный проход по следующим схемам:
ковка заготовки с обжатыми ребрами на диаметр 150 мм
(вц — 30%) в двух проходах с подачей заготовки поочередно
«в» бойки и «из» бойков;
ковка заготовки участками (с «непрерывной» кантовкой).
Фотография поковки представлена на рис. 3.11.
Характер координатных сеток, полученных после обжатия
ребер квадратной заготовки с различными относительными пода-
чами, сохранился и при дальнейшей ковке на цилиндрический вал.
В области поля деформаций 8lt соответствующей первому
участку заготовки при обжатии ребер, сохранилось крайне не-
равномерное распределение дефор-
маций. Меньшая неравномерность
распределения поперечной деформа-
ции в2 по длине поковки, полученная
при обжатии ребер квадратной за-
готовки, сохранилась и после ковки
ее участками. Наибольшие деформа-
ции отмечены в поверхностных зо-
нах поковки. На рис. 3.12 показа-
но поле интенсивности деформаций
после осуществления второй операции
ковки. Отмечено, что поле интенсив-
ности деформаций также сохранило
характер, полученный на стадии об-
жатия ребер квадратной заготовки;
интенсивность деформаций максима-
льна в поверхностных зонах поковки.
Графическое изображение ин-
тенсивности деформаций дано на
Рис. 3.11. Поковка, откованная с комбиниро-
ванием режимов (вид с торца, обжатие 30%)
100
рис. 3.12. Поле интенсивности деформаций в; в продольной плоскости поковки,
откованной участками (обжатие 30%)
рис. 3.13. После обжатия ребер квадратной заготовки макси-
мальные продольные деформации наблюдаются в осевой зоне
поковки, характер полей деформаций сохраняется (как и меньшие
значения поперечной деформации) в осевой зоне поковки.
На итоговом поле интенсивности деформаций (после двух
режимов ковки) меньшие значения ее наблюдаются в осевой зоне
поковки, а не в поверхностной (рис. 3.14). При последующей
ковке заготовки с обжатыми ребрами разность продольных де-
формаций в осевой и поверхностных зонах уменьшается. Значи-
тельное уменьшение разности деформаций отмечено в поперечном
направлении, что внесло наибольший вклад в изменение интен-
сивности деформаций. Изменение разности интенсивности дефор-
маций в осевой и поверхностных зонах в итоге осуществления
двух режимов ковки представлено на рис. 3.15. Разность дефор-
маций в осевой и поверхностных зонах поковки Ав! после осуще-
ствления второй операции ковки изменяется мало, а относительная
разность уменьшается в 2,0—2,5 раза (для поперечной деформа-
ции уменьшение составляет 1,5—2,0 раза).
Рис. 3.13. Распределение интенсив-
ности деформаций в осевой
(-----) и поверхностной (-------)
вонах по длине L поковок, обжатых
по двум режимам (I, II); 1—3 —
участки
Рис. 3.14. Итоговая разность интенсивно-
сти деформаций Дв$ в осевой и поверх-
ностной зонах по длине L поковок для ре-
жимов обжатий I (—) и II (----------);
1—з — участки
101
Рис. 3.15.Итоговые абсолютная (а) и относительная (б) разности интенсивности
деформаций в осевой и поверхностной вонах по длине L поковок обжатых
по режимам I (—) и II (-----------------------)
О благоприятных условиях деформирования осевой зоны
поковки при обжатии по участкам свидетельствует факт уменьше-
ния разности интенсивности деформаций: в 2—3 раза абсолютной
и в 4—7 раз относительной (см. рис. 3.15).
Таким образом, при ковке заготовки с квадратным поперечным
сечением по схеме — обжатие ребер, ковка участками на цилин-
дрический вал — на всех стадиях сохраняется характер распре-
деления деформаций, полученный после обжатия ребер.
В продольном сечении поковки по бывшей диагонали квадрат-
ной заготовки интенсивность деформаций осевой зоны меньше,
чем интенсивность деформаций поверхностной зоны.
При ковке квадратной заготовки с обжатыми ребрами на
цилиндрический вал (ковка участками без вытеснения металла
в уширение) уменьшается разность деформаций осевой и поверх-
ностных зон за счет увеличения деформаций в осевой зоне.
3.4. ФОРМА И СООТНОШЕНИЯ РАЗМЕРОВ БОЙКОВ
Предельные соотношения размеров наиболее распространенных
для РОМ бойков связаны с углом заходного конуса бойка, рав-
ным 8 и 20° (рис. 3.16).
Свободная ковка на прессах с применением широких бойков
и больших относительных подач позволяет получить деформации
в осевой зоне больше, чем в поверхностных слоях, ковка узкими
бойками сопровождается меньшей деформацией в осевой зоне.
При ковке на РОМ это положение справедливо не всегда. При
одинаковых обжатиях бойками с малым углом заходного конуса
ковка происходит при фактически большей подаче, чем при обжа-
тии с большим (см. рис. 3.16) углом. В то же время единичное
обжатие при ковке бойками с углом 20° примерно в 3 раза
больше, чем при ковке бойками с углом 8° (материальная точка 1
занимает положение Г за одно обжатие, а при ковке, бойком с уг-
лом 8° — за три обжатия), что увеличивает интенсивность ведения
процесса (рис. 3.16, б).
102
Размеры исходных заготовок и параметры координатной сетки
такие же, как приведенные на рис. 2.13.
После сборки заготовок их нагревали до ковочной температуры
и ковали по стадиям, определяемым профилями бойков
(рис. 3.16, в). На третьей стадии заготовку подавали на начальный
участок калибрующей части бойка и ковали по всей длине. Ковку
обеих заготовок осуществляли для всех стадий обжатия в одина-
ковых условиях:
заготовки обжимали с диаметра 230 на диаметр 190 мм (sj =
= 32%);
подачу заготовок в заданное положение и последующее обжа-
тие до диаметра 190 мм осуществляли без кантовки (для пред-
отвращения искажения координатных сеток вследствие «закручи-
вания» поковки). После каждой стадии обжатия исследовали
деформированные сетки (рис. 3.17).
Поскольку ковка без вращения манипуляторной головки (т. е.
с допущением течения металла в межбойковое пространство)
приводит к заниженным значениям деформаций в осевой зоне
Рис. 3.16. Ковка цилиндрических заготовок в бойках с различными углами за-
ходного конуса:
а — с различными фактическими подачами при одинаковых обжатиях (bt> bt); б —
с различными фактическими подачами и обжатиями при одинаковых относительных по-
дачах заготовок «в» бойки (Ьо == const, bt> b2, Ldt/2 < Ads/2); в — положения торца
заготовки для I и II стадий обжатия:
1,2 — бойки с углом заходного конуса 8 и 20°
103
Рис. 3,17. Поверхность контакта —
след удара бойка (а, в) и деформи-
рованные координатные сетки в про-
дольной плоскости заготовки (б, г)
после I стадии обжатия бойками
с углом заходного конуса 20° (а, б)
и 8° (в, е)
поковки, то вторую серию
экспериментов проводили по
следующей схеме:
обжатие ребер, образовав-
шихея при вытеснении метал-
ла в межбойковое простран-
ство, на диаметр 170 мм с
подачей заготовок «в» бойки
и «из» бойков;
ковка с диаметра 170 мм
на диаметр 150 мм с подачей
«в» бойки и «из» бойков с кан-
товкой заготовок;
ковка е диаметра 150 мм
на диаметр 138 мм с подачей
заготовок «из» бойков.
3.4.1. Траектории смещений
и перемещения
Поля траекторий смещений и перемещения для поковок № 1
и 2, откованных соответственно бойками с углом наклона заход-
ных конусов 8 и 20°, показаны на рис. 3.18. На начальных стадиях
обжатия осевая зона поковки «отстает» от поверхностных. Обжа-
тие заготовок в бойках с углом заходного конуса, равным 8°,
приводит к быстрому развитию деформации, а траектории сме-
щений и перемещения имеют более плавный характер, чем при
обжатии заготовок в бойках с углом заходного конуса, равным 20°
(как было показано на рис. 3.16). Распределение деформаций в осе-
вой и поверхностной зонах существенно не отличается в поковках
№ 1 и 2. Линия раздела течения металла не обнаружена вслед-
ствие малой подачи на этой стадии обжатия.
3.4.2. Поля деформаций
Поля деформаций для поковок № 1 и2 показаны на рис. 3.19.
Поля главных деформаций и интенсивности деформаций каче-
ственно одинаковы: увеличение местных деформаций в направле-
нии от оси к поверхности поковок и уменьшение их в продольном
направлении в соответствии с меньшим обжатием по наклонной
поверхности бойка. Обжатие заготовки в бойках с углом 8° сопро-
вождается более развитыми местными деформациями, чем обжатие
в бойках с углом 20° (вследствие большей фактической подачи).
104
У
Рис. 3.18. Траектории смещений (а) г -------...—
координатной сетки в продольной плоскости поковок № 1 (вверху) и 2 (внизу).
Штриховыми линиями обозначены фронты смещений й перемещения
и перемещения (б) центров окружностей
105
a) S)
Рис. 3.19. Поля интенсивности деформаций 8$ в продольны® плоскостям поковки
We 1 (а) и поковки № 2 (б) после I и II стадий обжатия; 1 —боен
106
Рис. 3.20. Поля градиента интенсивности деформаций в продольный плоскости»
поиовки № 1 (а) и поковки № 2 (б) после I и II стадий обжатия; 1 — боек
107
В соответствии в увеличением степени деформации на второй
стадии обжатия увеличиваются местные деформации: под калиб-
рующей частью бойка с углом заходного конуса 8° максимальные
деформации сосредоточены в осевой зоне, а для бойка с углом 20°
осуществилось только некоторое выравнивание деформаций в осе-
вой и поверхностной зонах; физический и геометрический очаги
деформаций в заготовке, обжатой бойками с углом 20°, меньше,
чем в заготовке, обжатой бойками с углом 8°.
3.4.3. Градиент деформаций
Поля градиента интенсивности деформаций для поковок № 1
и 2 показаны на рис. 3.20. Максимальные значения (они одина-
ковы для обеих поковок) отмечены в местах перехода между
смежными углами заходного конуса бойка и перехода от недефор-
мированной к деформированной части заготовки. Большее раз-
витие деформаций при ковке в бойках с углом 8° сопровождается
значительным градиентом деформаций в осевой зоне на первой
стадии обжатия, а при ковке в бойках с углом 20° это наступает
только на второй стадии обжатия. Установлено, что градиент
интенсивности деформаций принимает одинаковое значение в по-
ковках № 1 и 2, однако не одновременно: для ковки бойком
с углом 8’— за три единичных обжатия, а для ковки бойком
с углом 20°-— за одно (см. рис. 3.16, б). Поэтому можно пред-
положить, что при обжатии бойками g углом 20° возможность
появления дополнительных растягивающих напряжений больше,
чем при обжатии бойками с углом 8°.
3.4.4. Изолинии главных направлений
Линии одинаковых направлений главных деформаций для
поковок № 1 и2 показаны на рис. 3.21. Наибольшие отклонения
главных осей соответствуют поверхностным зонам, участкам
перехода между смежными углами и переходу от недеформирован-
ной к деформированной части заготовки. Абсолютные значения
отклонений главных осей одинаковы для поковок, откованных
бойками с углами наклона заходных конусов 8 и 20°, однако в соот-
ветствии с рис. 3.16, б это отклонение достигнуто для ковки бой-
ками с углом 8° за три обжатия, а для бойков с углом 20° — за одно
обжатие; нарастание отклонения главных деформаций макси-
мально для бойка с углом 20°.
3.4.5. Преобразование полей деформаций
по элементам технологии ковки
Поля интенсивности деформаций после ковки заготовок № 1 и 2
по всей длине показаны на рис. 3.22. После третьей стадии обжа-
тия поле продольной деформации ех показывает для обеих поко-
вок максимальные деформации в осевой зоне.
Ковка заготовок в бойках с углами наклона заходных конусов
8 и 20° при поперечном течении металла в уширение приводит
108
Рис. 3.22. Поля интенсивно-
сти деформаций 8/ в продоль-
ных плоскостях поковки № 1
(а) и поковки № 2 (б) после
III стадии обжатия
Рис. 3.21. Линии одинаковых направлений главной деформации в продольных
плоскостях поковки № 1 (слева) и поковки № 2 (справа) после II стадии
обжатия; / —боек
а)
109
к меньшим значениям деформации в2 в осевых зонах обеих по-
ковок (в осевых зонах обеих поковок деформации в2 примерно
одинаковы, а в поверхностных зонах у поковки № 1 больше, чем
у .поковки № 2). На полях интенсивности деформаций отмечены
меньшие деформации в осевой зоне поковки № 1, чем в поверх-
ностной, и большие (или равные) у поковки № 2 (металл в осевой
зоне при ковке в бойках с углом 20° продеформирован больше,
чем при ковке в бойках с углом 8°).
На рис. 3.23 изображена разность интенсивности деформаций.
При ковке бойками с углом наклона заходного конуса 20° пре-
вышение деформаций в осевой зоне над деформациями в поверх-
ностной зоне больше, чем при ковке бойками с углом заходного
конуса 8°.
Поля интенсивности деформаций после ковки заготовок уча-
стками представлены на рис. 3.24. В продольной плоскости по-
ковки № 2, откованной бойками с углом 20°, поля деформаций
менее неравномерны, чем в такой же плоскости поковки № 1;
максимальные деформации сосредоточены в осевых зонах обеих
поковок, это свидетельствует о том, что причиной меньших по-
перечных деформаций в осевых зонах по сравнению с поверхно-
стными является поперечное течение металла в уширение.
Таким образом, ковка участками более эффективна для про-
ковки осевой зоны заготовки при наличии вытеснения металла
в уширение. Ковка с вытеснением металла в межбойковое про-
странство приводит к большим значениям продольной деформации
и к меньшим значениям поперечной деформации в осевой зоне
(по сравнению с поверхностной). При этом максимальные значе-
ния Bi и минимальные значения е2 получены в поковке № 2,
откованной в бойках с углом заходного конуса, равным 20°,
что в первом случае обусловлено большим углом охвата заготовки
бойками, а во втором случае более интенсивным вытеснением
металла в уширение при ковке в бойках е углом 20°; большая
Рис. 3.23. Разность ин-
тенсивности деформаций
ABf в осевой и поверхност-
ной зонах по длине L по-
ковок № 1 и 2
Рис. 3.24. Поля интенсивности деформаций ег- в продольных плоскостях поковки
№ 1 (а) и поковки № 2 (б) после ковки на цилиндрический вал
интенсивность деформаций в осевой зоне получена при ковке
в бойках с углом 20°. Ковка заготовок участками приводит как
в бойках с углом 20°, так и в бойках с углом 8° к сосредоточению
максимальных деформаций в осевых зонах поковок с максималь-
ными значениями для поковки, откованной в бойках с углом 20°.
Однако ковка заготовок участками и большие степени деформации
приводят к уменьшению разницы в деформациях при ковке бой-
ками с различными углами.
3.4.6. Накопление деформаций при ковке
Эскиз ступенчатой поковки (Ki — 1,5; К2 = 2,0; К3 = 3,0;
К4 = 4,0), откованной в бойках с углом заходного конуса 20°,
показан на рис. 2.5. На всех ступенях поковки, при всех уковах К
преимущественная деформация металла — в осевой зоне. С по-
вышением укова (К > 2,0) значительно развивается «закручива-
111
Рис. 3.25. Изменение интенсивности де-
формаций 8| в осевой (-------), средней
(--------) и поверхностной (---------)
зонам поковки в зависимости от укова К
ние» поковки. На рис. 3.25 показано влияние укова на интенсив-
ность деформаций. Максимальные деформации для всех уковов
сосредоточены в осевой зоне поковки.
На основании анализа роли технологических параметров
радиальной ковки можно внести две рекомендации:
с целью уменьшения градиента деформаций в поверхностных
зонах поковки следует уменьшить углы заходного конуса бойка,
изготовить переходы между смежными углами плавно и выбрать
малые обжатия заготовки за один проход;
для достижения наименьшей неравномерности распределения
деформаций по длине поковки и сосредоточения максимальных
деформаций в осевой зоне ковку следует вести с подачей заготовки
«в» бойки с малыми относительными подачами и в бойках с боль-
шими углами заходного конуса.
3.5. ГЕОМЕТРИЧЕСКИЕ ПАРАМЕТРЫ ОЧАГА
ДЕФОРМАЦИЙ
Процесс радиальной ковки, представляющий собой одну из
разновидностей обработки металлов давлением, включает изме-
нение формы заготовки в соответствии с требуемыми очертаниями
изделия путем периодического обжатия ее рабочими органами
(бойками), совершающими относительно оси заготовки радиальные
движения [16, 181. Заготовку при этом перемещают и могут вра-
щать относительно продольной оси. При получении квадратного,
прямоугольного и других некруглых сечений заготовку не вра-
щают. Специальная конструкция бойков позволяет осуществлять
обжатие заготовки на сравнительно малых участках в условиях
дробной деформации. За счет большого числа ходов бойков в еди-
ницу времени достигается высокая производительность процесса.
На РОМ малой мощности применяют вырезные фасонные бойки
с радиусом выреза, близким к радиусу поперечного сечения исход-
ной заготовки. Такая конструкция бойков вполне оправдана для
небольших РОМ, где несложно проводить замену бойков, имеющих
малую массу. При ковке фасонными бойками считают, что сум-
марный угол контактирования заготовки с бойками (угол 0)
равен или больше 300° [3, 9, 171.
112
3.5.1. Геометрические параметры очага
деформаций при ковке заготовок круглого,
квадратного и прямоугольного сечений
Часть объема заготовки ограниченного контактными поверх-
ностями бойков является геометрическим очагом деформации
(рис. 3.26). Физический очаг деформации больше геометрического
и включает в себя внеконтактные зоны, а также зону упругой
деформации [9].
Геометрический очаг деформации при радиальной ковке харак-
теризуют следующие основные параметры:
проекция длины геометрического очага деформации на пло-
скость, перпендикулярную к направлению движения инстру-
мента, L;
ширина геометрического очага Ьх\
угол контактирования заготовки с одним бойком 0';
обжатие заготовки в поперечном сечении очага деформации
угол наклона заходного участка бойка к калибрующему <р;
продольная подача заготовки между единичными обжатиями S.
Исходя из геометрических соображений, устанавливают сле-
дующие соотношения параметров очага деформации.
Для определения параметра L известна формула [1]:
£ _ ^0--
ltgF”ru” (3,1)
где d0 — диаметр исходной заготовки; di — диаметр поковки.
При деформации поковок прямоугольного сечения (рис. 3.27)
L = +S, (3.2)
2 tg ф 1 ’
Рис. 3.26. Форма участка, характеризующего смещенный объем металла при
обжатии заготовки круглого сечения:
L — проекция длины геометрического очага деформации на плоскость, перпендикуляр-
ную к направлению движения инструмента; Ьх — ширина геометрического очага деформа-
ции; S — продольная подача заготовки между единичными обжатиями; Ф — угол наклона
заходного участка бойка к калибрующему; d0 — диаметр исходной заготовки; dt —• диа-
метр поковки; I — накопленная подача заготовки; 1К — длина калибрующего участка
бойка
113
Рис. 3.27. Форма участка, характеризующего смещенный объем металла при
обжатии заготовки прямоугольного сечения:
hQ, — высота исходной заголовки и hokobkhj L, S, ф — см. рис. 3.26 v
где Ло и — высота исходной заготовки и поковки.
Продольную подачу заготовки между единичными обжатиями
определяют из выражения [4]:
S - и/ЛГ, (3.3)
где v — скорость продольного перемещения манипулятора; N —
число обжатий заготовки в единицу времени.
Формула (3.3) хорошо согласуется с экспериментальными дан-
ными, приведенными в работах [2, 211.
Принято считать одним из основных параметров очага дефор-
мации его ширину Ьх. Обычно принимают допущение, что контак-
тирование заготовки с бойками происходит по всему периметру,
т. е. ширина очага деформации равняется диаметру заготовки
в рассматриваемом сечении [3, 9, 171. Однако допущение о полном
угле контактирования заготовки с бойками (0 = 360°) не под-
тверждается экспериментальными данными при проведении иссле-
дований на современных мощных РОМ.
Для расчета геометрического очага деформации при радиаль-
ной ковке авторы работы [81 воспользовались зависимостью,
справедливой для процесса поперечно-винтовой прокатки в четы-
рех валках:
bx — 2lf2Rx&Rx , (3.4)
где- &RX — радиальное обжатие заготовки в рассматриваемом
сечении; Rx — радиус заготовки в рассматриваемом сечении.
Однако различия в условиях деформирования заготовки при
поперечно-винтовой прокатке и радиальной ковке вызывают
необходимость проверки и обоснования правомерности примене-
ния этой зависимости.
Значения Ьх определяли из графика, полученного эксперимен-
тальным путем при конкретных условиях деформации, и, следо-
вательно, полученные выводы имеют ограниченную область при-
менения.
114
Таким образом, не существует единого мнения при определе-
нии основных геометрических параметров очага деформаций при
радиальном обжатии.
3.5.2. Формы очага деформаций и области
их реализации
Формирование очага деформаций определяется не только спе-
циальной формой рабочей поверхности бойков, имеющих заходные
и калибрующие участки, но и в значительной мере режимами
ковки. После каждого единичного обжатия на РОМ осуществляют
(с помощью манипуляторов) продольное перемещение заготовки
на величину подачи S (см. рис. 3.26) и поворот ее (при изготовле-
нии поковки круглого сечения) относительно продольной оси.
По мере поступления заготовки в зону деформации поверхность
ее контакта с бойками в конце каждого единичного обжатия
и объем смещенного металла увеличиваются. Этот процесс назы-
вают неустановившимся [16]. Изменение объема смещенного
металла происходит до момента выхода заготовки за пределы
заходного участка, после чего объем смещенного металла и сред-
няя скорость его течения за каждое обжатие заготовки остаются
постоянными (установившийся процесс, см. рис. 3.26).
Рассмотрим установившийся процесс радиальной ковки. Из
геометрических построений очага деформации следует, что форма
и размеры заготовки после каждого прохода зависят от относитель-
ной подачи, выражаемой в виде соотношений (назовем их коэф-
фициентами формоизменения): Сп = S/lK — при деформации за-
готовок прямоугольного сечения и Ск = Г/1К — при деформации
заготовок круглого сечения, где I — подача заготовки при пово-
роте ее на угол между направлениями перемещения двух смежных
бойков (см. рис. 3.26).
При изготовлении поковок прямоугольного сечения каждую
пару бойков настраивают на определенный размер, после чего
заготовку (без вращения) подают манипуляторами в зону де-
формации. Из геометрических построений следует, что при Сп < 1
калибруется и получается ровной вся поверхность поковки, а при
Сп > 1 на ее поверхности остаются выступы треугольной или
трапецеидальной формы (рис. 3.28).
Размеры образуемых на поверхности поковки выступов можно
определить из выражений:
А/п = S -
ААп = 4-‘8<₽<5-/“):
AAS“x=4-(Ao-Ai),
£
где Д/п, ДАП, ДЛпая — ширина, высота и максимальная высота
выступов.
115
Рис. 3.28. Схема образования высту-
пов при деформации заготовки прямо-
угольного сечения:
Д/п, Дйп — ширина и высота образуемых
на поверхности поковки выступов; S, lR —
см. рис. 3.26
Рис. 3.29. Схема образования высту-
пов при деформации заготовок круг-
лого сечения:
do» dj — диаметр исходной заготовки и по-
ковки; Д/к, ДЛК — ширина и высота обра-
зуемых на поверхности поковки выступов;
/, /к — см. рис. 3.26
Например, комплекты бойков РОМ усилием 10 МН позволяют
осуществлять ковку заготовок прямоугольного сечения только
при выполнении условия Сп < 1. При использовании на этих
машинах бойков с уменьшенной длиной калибрующего участка
можно получить поковки переменного прямоугольного сечения
при работе на режимах, обеспечивающих Сп > 1.
Для получения поковок, имеющих постоянное поперечное
сечение по длине, необходимо установить такую подачу, при
которой выполняется условие Сп < 1. При деформации заготовки
круглого сечения после каждого единичного обжатия ее повора-
чивают вокруг продольной оси на угол
а = 2^/#, (3.5)
где «х — частота вращения заготовки.
Число обжатий заготовки одним бойком, за которое ее повора-
чивают на угол а', определяется из отношения:
АГ == а'/а»
где а' = 2л/п — угол между направлениями перемещения двух
смежных бойков; п — число бойков РОМ.
Тогда, с учетом (3.5)
У' = ЫЦп nJ.
За N' обжатий заготовку перемещают на величину
I = N'S - NS/(nnt),
116
а с учетом отношения S = v/N — на величину I = o/(n nJ. (3.6)
Из геометрических построений (рис. 3.29) следует, что при
подаче I больше длины калибрующего участка бойка /к (Ск > 1)
на заготовке остаются не полностью обжатые участки (выступы),
отличительной особенностью которых является то, что они рас-
положены по винтовой линии.
Из уравнения (3.6) скорость продольного перемещения заго-
товки (манипулятора) с учетом коэффициента формоизменения Ск
о = Сп1^п nlt (3.7)
Скорость продольного перемещения заготовки, при которой
на поверхности заготовки начинают оставаться недеформирован-
ные участки, назовем критической (ок). Ширину Д/к и высоту
ДЛК выступов можно определить из геометрических построений
(см. рис. 3.29):
ДЛК = 4М^Г-<3-8)
При дальнейшей ковке такой заготовки с изменением направле-
ния ее продольной подачи на противоположное осуществляются
деформация образовавшихся в предыдущем проходе выступов и,
если при этом также соблюдается условие Ск > 1, одновременное
формирование новых выступов, перекрещивающихся с преды-
дущими. Угол наклона винтовой линии, образованной вершинами
выступов, к образующей поверхности поковки определяется из
выражения
“=агс‘§-^Г- <3-9)
В процессе обжатия выступов осуществляется дополнитель-
ное тангенциальное смещение металла (рис. 3.30), что приводит,
как будет показано ниже, к «закручиванию» элементов макро-
структуры металла и более интенсивной проработке его литой
структуры в поверхностной зоне поковки. Для получения поковок
Рис. 3.30. Схема деформации выступов при радиальной ковке ваготовок круглого
сечения
117
Рис. 3.31. Возможные формы очага деформации при различных режимах ковки за-
готовок прямоугольного (а) и круглого (б) сечений:
I—V — формы очага деформаций; 1—4 участки очага деформации; Ьо, — высота ис-
ходной заготовки и поковки; d0, d* — диаметр исходной заготовки и поковки; S, 1К, ф —
см. Рио. 3.26
V, мм/с
Ahx(ddx),MM
Рис. 3.32. Области существования
форм очага деформаций при ковке
заготовок прямоугольного (/—3) и
круглого (/'—3') сечений:
I—V — формы очара деформаций; Л
Г - о = Л 4- В; ц* = А' + В'; 2,
2' — v — В; v* == В*; S, 3’ — и = А;
tf - А*
118
Таблица 3.3. Пределы изменения скорости перемещения
манипулятора при ковке заготовок прямоугольного и круглого сечений
Форма очага Сечение заголовки
деформации (см. рио. 3.32) прямоугольное круглое
I А, V < В A', V^B’
II А < В А' < v В'
III В < v^. А В' < vs^. А'
IV ц > A, v > В, с< А4- В v > A', v > В', v < A' -f- В'
V А + В А' 4- В'
Примечание. А = AhN/(2 tg <р); В= NlK; А' = Adntit/(2 tg <р); В' =
= 1кпгц.
с гладкой поверхностью скорость перемещения манипулятора,
рассчитанную по формуле (3.7), устанавливают при подаче меньше
критической (Ск < 1).
Дальнейшим анализом очага деформаций, выполненным на
основе геометрических построений, установлено, что он может
иметь не более пяти характерных форм при ковке заготовок пря-
моугольного (рис. 3.31, а) и круглого (рис. 3.31, б) сечений. При
этом для каждой формы очага деформации (рис. 3.32) установлены
свои пределы изменения скорости перемещения манипулятора
в зависимости от обжатия за проход (табл. 3.3).
3.6. ФОРМА И РАСЧЕТ ПОВЕРХНОСТИ КОНТАКТА
, Площадь проекции контактной поверхности заготовки с ин-
струментом определяем по формуле
bi
р = J У (х) dx,
01
(3.10)
где у (х) — уравнение кривой, ограничивающей площадь проек-
ции контактной поверхности; аъ Ьг — пределы интегрирования.
Для удобства вычислений площадь проекции контактной
поверхности заготовки с инструментом разобьем на несколько
участков (рис. 3.33, а, б). Тогда
F = Ft + Fa + ... + Fit
где 1, 2, i — номера участков.
119
Рис. 3.33. Схема к расчету площади контактной поверхности при единичном об-
жатии заготовки без затекания (а, б) и с затеканием (в, г) металла в пространство
между бойками:
а, в — схема обжатия заготовки; б, г — форма контактной поверхности
3.6.1. Ковка заготовки прямоугольного сечения
по схеме «прямоугольник—прямоугольник»
Расчет поверхности контакта при обжатии заготовок прямо-
угольного сечения необходим для нахождения усилия ковки при
деформации полосовых заготовок. Поверхность контакта опре-
деляется в зависимости от формы очага деформаций и соотношения
размеров заготовки в поперечном сечении (табл. 3.4).
При ковке заготовок квадратного сечения с одинаковым обжа-
тием каждой парой бойков (Ah = Ah') контактные поверхности
120
Таблица 3.4. Формулы для определения площади контакта при
деформировании заготовок прямоугольного сечения
Форма очага деформаций: (см. рис. 3.32) Соотношение размеров заготовки Участки бойка
заходный калибрующий
III, IV, V (4>') I, п I, II (-М Л Л Л v Л л Л л Л 5 = « При обжатии ДА +4W ц-ц YI tgq>' /] При обжатии Д&' I ^о~^1 ter пЛ 1 L” 1 «° Lx л , Лх И , » 1 t, л 3* 2*" JT* gs* я*"* 98 98 н-?ч F + "Z" + + l-H- 2 4-^ =s|« 1 ' 4° 1 1 1
1 2 tg <р' При обжатии ДА зд (*! + + *;««’-) При обжатии ДА' F - 1 1 а~ 2 L 2tg<p 1 j_k / ft6— Ц +ЛЧ tg<r ftp- ftl \1 tg Ф / J При обжатии ДА f 1 , 8 2 L 2 tg <p' +<(*•« _ — hi 1 tg<p' /J 1 я ч _-ч _« I T II и И . 1 M ^|a , •e ,
121
Продолжение табл. 3.4
Форма очага деформаций (см. рис. 3.32) Соотношение размеров заготовки Участки бойка
заходный калибрующий
I, Н ДЬ> ДА', &0 &Q, Д-1 При обжатии ДЛ' « II 4 е
Примечания: 1. <р — углы заходных участков бойков для обжатия
заготовки на величину Дй, ф' — углы заходных участков бойков для обжатия
заготовки на величину ДА'.
2. Суммарная площадь F = Г8 + Гк.
заготовки от каждого бойка равны. Парой бойков назовем бойки,
которые перемещаются навстречу друг к другу. В общем случае
при деформации заготовок прямоугольного сечения с разным
обжатием каждой парой бойков (ДЛ =/= ДЛЛ) контактные поверх-
ности заготовки с бойками каждой пары разные.
После интегрирования определим зависимости для нахожде-
ния площади F для каждой из пяти возможных форм очага де-
формации (ем. рис. 3.31), которые представлены в табл. 3.4.
3.6.2. Ковка круглой заготовки
по схеме «круг—круг»
При изготовлении поковок круглого сечения (ковка по схеме
«круг—круг») заготовку подают в осевом направлении и одновре-
менно поворачивают вокруг продольной оси. Так как между
бойками при ковке заготовок круглого сечения на РОМ имеются
зазоры, то существует . некоторое уширение заготовки. При
определении проекции площади контакта бойка с заготовкой
круглого сечения приняты следующие допущения относительно
ее уширения [91: на границах очага деформации (в продольном
сечении) уширение отсутствует; между первым и последним уча-
стками очага деформации уширение постоянно и равно / tg ср.
Для определения текущего значения ширины контактной
поверхности заготовки с инструментом рассмотрим очаг деформа-
ции при единичном обжатии заготовки четырьмя бойками (см.
рис. 3.33, а, б). При этом примем: деформируемая заготовка имеет
геометрически правильные цилиндрические и конические поверх-
ности; ширина рабочей поверхности бойка всегда больше ширины
контактной поверхности заготовки с бойками.
Из рис. 3.33, а следует, что в конце каждого цикла обжатия
плоскость контакта проходит через точки оасе, а горизонтальная
проекция контактной поверхности описывается замкнутой кри- •
вой оа'с'есао (см. рис. 3.33, а, б). Горизонтальная ось ое делит
122
контактную площадь на две симметричные части, поэтому доста-
точно рассмотреть только одну ее половину.
Уравнение кривой оа'в'е (см. рис. 3.33, а, б), ограничивающей
половину проекции площади контакта заготовки с бойком (без
учета уширения), определим из выражения
г» _ „ W _ /(!£!.) у,
где gf' = г (х) — текущее значение абсолютного обжатия за-
готовки одним бойком. Тогда запишем:
Уо W = У г (х) [d (х) — г (х)] , (3.11)
где d (х) — текущее значение диаметра заготовки в очаге дефор-
мации. С учетом уширения заготовки формула (3.11) примет вид:
В (х) = V*(x)[d(x)-z(x)] + Ду (х), (3.12)
где &у (х) — текущее значение уширения заготовки в очаге де-
формации. В табл. 3.5 приведены выражения для г (х), d (х) и
&у (х) в зависимости от формы очага деформации. При этом при-
мем следующие обозначения:
/1 = М/(2 tg ф),
М = I + Zn Д/к = Z - /«.
Расчеты, проведенные по формуле (3.12), показывают, что
при больших обжатиях и подачах ширина контакта может пре-
высить ширину рабочей поверхности бойка (см. рис. 3.33, в, а), т. е.
у(х) >ох(х), (3.13)
где аг (х) — текущее значение половины ширины рабочей поверх-
ности бойка. В этом случае происходит внедрение бойка в тело
заготовки.
Используя рис. 3.33, а, а в качестве расчетной схемы, получим
следующее выражение для определения ширины контакта заго-
товки с бойком при выполнении условия (3.13):
у(х) = + (3.14)
где = 1 + tg* у;
Bi = 2 | tg у [ - z (х) - tg raj (х) ] - Ду (х) |;
Ci = al (х) tg2 у - - z (х)] 12 tg (х) - - z (х)]|;
у — угол между боковой и калибрующей поверхностями бойка.
Так как после каждого единичного обжатия заготовку повора-
чивают на угол а, то при этом возможны два случая (рис. 3.34):
1) два соседних отпечатка частично перекрывают друг друга
(рис. 3.34, а);
123
Таблица 3.5. Зависимости абсолютного обжатия z (х), диаметра заготовки d (х) и уширения Ду (х)
в очаге деформаций от скорости перемещения манипулятора 9
Пределы изменения о Форма очага деформаций (см. рис. 3.32 Участок очага 1 деформаций Пределы изменения Расчетный параметр
г (х) d(x) Ay (x)
V < А'; О < В' I 1 0 X < Z х tg ф do * W
2 1 х с II i tg ф d0 + 2 tg ф (I—x)
3 h < х С Li (Li — х) tg <р dQ + 2 tg ф (l—x)
А' <» < В’ II 1 0 С х < Zx xtgq> do z(x)
2 к « х < 1 h tg <P do
3 1 х Lfi (Li — x) tg <p do + 2 tg ф (l—x)
В' <Z и < А' III 1 0 С х < 1 X tg Ф do '(«)
2 1 < х < li t tg ф do + 2 tg ф (l—x)
3 к<Х < Li AIr (Li — x) tg ф do + 2 tg ф (I—x)
4 /•1 < Lt — Лг„/2 ULi — x — — AtK/2] tg <p do + 2 tg ф (I—x)
Продолжение табл. 3.5
Пределы изменения V Форма очага деформации (см. рис. 3.32) Участок очага деформации Пределы изменения X Расчетный параметр
z (x) d (x) by (x)
v > A'; p>B'; t/< A' + B' IV 1 0 < х < Xtg9 do z(x)
2 ll < х < I it tg q> do
3 lCx<^ Lj — Д/к (Lt — x) tg <p do + 2 tg ф (I—x)
4 Li — AZr x <LX — AZK/2 2 (Li - x - — Д/к/2] tg <p « do + 2 tg ф (I—x)
> A' + B' V 1 0 C x C li Д^ф do z (x)
2 licx^: Li A^k I tgф do z(x)
3 Li — AZK x -^Lj — 2 [Lt-x- - 41^2 ] tg Ф do + 2 tg ф (I—x) (l/AiK) 24 tg ф X X (Li — x — — AJk/2)
Рис. 3.34. Схема к расчету
площади контактной поверх-
ности при многократном об-
жатии заготовки:
а ® два соседних отпечатка
частично перекрывают друг дру-
га; б —два соседних отпечатка
не перекрывают друг друга
2) два соседних отпечатка не перекрывают друг друга (рис.
3.34, б).
Решая совместно уравнение поверхности цилиндра (поверх-
ность заготовки) с уравнениями двух плоскостей (рабочие по-
верхности бойка в двух его положениях с углом а между ними),
определим проекцию линии пересечения двух контактных по-
верхностей [21:
У' W = -sin6T I?1 “ cos “) ("^ ~ 2 W) - S tg <р]. (3.15)
Из рис. 3.34 следует, что перекрытие двух соседних контактных
поверхностей наступит при выполнении неравенства
И*)~1/«1 >0. (3.16)
Площадь контактной поверхности заготовки с бойком при
этом будет меньше, чем в случае, когда у (х) — | у' (х) | 0,
что соответствует режиму деформации без перекрытия двух со-
седних контактных поверхностей заготовки с бойком.
Используя полученные выше зависимости, разработан алго-
ритм расчета площади контактной поверхности заготовки с бой-
ком.
1. Исходные данные для расчета.
2. Составление таблицы функций z (х), d (х), At/ (х) для каж-
дого участка очага деформации.
3. Вычисление ширины рабочей поверхности бойка:
а> =
л . / Ad
ПРИ
126
где — половина ширины рабочей поверхности бойка на калиб-
рующем участке; — угол между линией пересечения рабочей
поверхности бойка на заходном участке с примыкающей к ней
боковой поверхностью и линией пересечения рабочей поверх-
ности бойка на калибрующем участке с примыкающей к ней
боковой поверхностью;
б) fix (х) — alf 2tg(p < х < 2 tg ф + /к;
B)«1W + /«]+ai,
4. Решение уравнения
У W — О1 (х) = А"
следующее:
а) у (х) = У z (х) [d (х) — z (х)] + Ду (х), при А"<0;
б) У (х) = (-Bi + VBl - 4A1Cl)/(2AI), при А’ > 0.
5. Решение уравнения при х — хг:
У (х) - I У' (х) I = А”.
6. Расчет площади контакта при Ат 0:
< У
F = 2^ J у, (х) dx, х0 = 0, (3.17)
где 1, 2, i — участки очага деформации (см. табл. 3.5);
У1 (х), уа (х). yt (х) —
функции, ограничивающие участки контактной поверхности.
7. Расчет площади контакта при А"' > 0:
х/ z t xt
F = 2 j y.(x)dx+S J [yt (x) + y’j (x)]dx, xo = O, (3.18)
0 /==2 xJ._1
где у2 (x), yi (x), уi (%) — функции, ограничивающие участки
контактной поверхности, которые вычисляют по формуле (3.15).
На основании разработанного алгоритма расчета площади
контактной поверхности заготовки с бойком составлена про-
грамма для выполнения этих расчетов на ЭВМ. Эксперименталь-
ные исследования по определению площади контактной поверх-
ности заготовки с бойком проводят при модельных испытаниях на
прессе. Полученные расчетные и экспериментальные зависимости
площади контактной поверхности заготовки с инструментом от
параметров v, d0, Ad и (р представлены на рис. 3.35—3.38. Сопо-
127
Рис. 3.35. Зависимость площади F кон-
тактной поверхности от размера
поперечного сечения заготовки:
О экспериментальные данные;-----------
теоретические линии; 1 — ковка по схеме
«круг —- круг», Ad = 50 мм, S = 15 мм; ф «=»
= 7°; 2 — ковка по схеме «квадрат — квад-
рат», Ай с= 50 мм, S = 15 мм, ф «=> 7°
Рис. 3,36. Зависимость площади кон-
тактной поверхности от подачи заго-
товки:
О— экспериментальные данные;------ —
теоретические линии; / — ковка по схеме
«круг — круг», d0 = 150 мм, Ad = 50 мм,
Ф = 7°; 2 — ковка по схеме «квадрат —
квадрат», й0 е=> 100 мм, Ай «= 50 мм, ф = 7°
ставление раечетных и экспериментальных данных показало, что
относительная погрешность при расчетах не превышает 6%.
Это подтверждает приемлемость принятых допущений при рас-
чете F.
Из полученных графических зависимостей следует (рис. 3.35—
3.38), что с увеличением параметров d0, S, о, Ad и уменьшением
угла (р площадь контактной поверхности увеличивается.
В результате геометрических построений очага деформации
и исследований полученных выше зависимостей установлено, что
при деформации заготовок круглого и прямоугольного сечений
каждый из рассмотренных параметров — d0 (/i0), (A/i), 5 (у),
Ф — имеет различное влияние на площадь контактной поверх-
ности. Так, с увеличением размеров заготовки прямоугольного
сечения площадь контактной поверхности растет значительно
быстрее, чем при обжатии заготовки, имеющей круглое поперечное
сечение (см. рис. 3.35). Наоборот, изменение подачи заготовки
(скорости перемещения манипулятора), сильнее влияет на пло-
щадь контактной поверхности при деформации заготовок круглого
сечения (см. рис. 3.36). Изменение обжатия заготовки за проход
(см. рис. 3.37) и угла наклона заходного участка бойка (см.
рис. 3.38) при деформации заготовок круглого и прямоугольного
сечений оказывают на площадь контактной поверхности при-
мерно одинаковое влияние.
Из анализа графиков (см. рис. 3.36, 3.37) следует, что из
двух изменяемых технологических факторов (АЯ, S) большое
влияние на площадь контактной поверхности заготовки с бойком
128
(при ковке заготовок квадратного сечения) оказывает величина АЛ.
При деформации заготовок круглого еечения обжатие Ad и по-
дача S примерно одинаково влияют на площадь контактной
поверхности (см. рис. 3.36, 3.37).
Одним из важных параметров, от которого в значительной сте-
пени зависит усилие ковки заготовок на РОМ, является угол
контактирования заготовки 6 бойками 9. По рис. 3.33 (при де-
формации заготовок круглого еечения) определим значение угла
0 = 40":
0 = 8 arcsin (3.19)
а (X) х '
где Ья == 2у (х) — ширина контактной поверхности заготовки
с бойком.
Расчеты, сделанные по формуле (3.19), и экспериментальная
проверка их при ковке заготовок на лабораторном прессе уси-
лием 2 МН позволяют установить, что при деформации заготовок
на РОМ SXP-55 усилием 10 МН угол 0 изменяется в пределах
45—230°.
При таком угле контактирования отношение площади кон-
тактной поверхности заготовки к площади свободной поверх-
ности
F/Fc-= 0,125^0,639.
Рис. 3.37. Зависимость площади кон-
тактной поверхности от обжатия за-
готовки:
О— экспериментальные данные:---------
теоретические лннин; 1 — ковка по ехеме
«круг — круг», d0 — 150 мм, S = 15 мм,
Ф = 7е; 2 — ковка по ехеме «квадрат —
квадрат», й* «== 100 мм, <$ » 15 мм, ф » 7е
5 П/р В. А. Тюрина
Рис. 3.38. Зависимость площади кон-
тактной поверхности от угла наклона
заходного участка бойка:
/ — ковка по схеме «круг — круг», dtt =
= 150 мм, = 50 мм, S = 15 мм; 2 —
ковка по схеме «квадрат — квадрат», Лв —
= 100 мм, Ай = 50 мм, S = 15 мм
129
При деформации заготовок прямоугольного сечения угол
контактирования бойков с заготовкой приблизительно равен 360°,
а следовательно, и F/Fc « !•
При расчете усилия ковки заготовок круглого сечения необ-
ходимо как можно точнее определить площадь контактной по-
верхности заготовки с инструментом. Если же расчет усилия при
ковке на РОМ проводить по формулам, полученным авторами
работ [3, 9, 16, 24], при выводе которых угол 0 был принят рав-
ным 300—360°, то, как показали вычисления и эксперименталь-
ные исследования, проведенные авторами книги, погрешность
при расчетах по этим формулам составляет 60—80 %, т. е. рас-
четные усилия значительно выше экспериментальных. Таким
образом, разработанная методика определения площади контакт-
ной поверхности заготовки с инструментом может быть использо-
вана для более точного расчета усилий.
3.7. ДЕФОРМАЦИОННО-СКОРОСТНЫЕ УСЛОВИЯ
РАДИАЛЬНОГО ОБЖАТИЯ
Известно, что степень и скорость деформации влияют на пла-
стичность металла и сопротивление деформированию. Правиль-
ный выбор режимов деформирования обеспечивает достижение вы-
соких технико-экономических показателей процесса и требуемое
качество металла.
Деформационно-скоростной режим обработки давлением на
прессах и молотах в настоящее время исследован довольно под-
робно, чего нельзя сказать о процессе радиального обжатия.
Поэтому весьма важно знать, по каким формулам и с какой
точностью можно рассчитать степени и скорости деформации за-
готовок круглого и прямоугольного сечения на РОМ.
3.7.1. Дробность деформации
и междеформационные паузы
Каждому из известных способов обработки давлением заго-
товок свойственны свои особые условия деформирования с точки
зрения напряженного и деформированного состояния в очаге
деформаций, а также скорости и дробности деформации.
Основное технологическое отличие РОМ от пресса состоит
в значительно большей частоте обжатий заготовки, менее продол-
жительных деформациях и междеформационных паузах. Приме-
нение при этом специальной конструкции деформирующего ин-
струмента — бойков — позволяет достичь высокой дробности де-
формации и повышения за счет этого деформируемости заготовок.
Степень деформации при единичном обжатии. Полосовые
заготовки обрабатывают на РОМ в четырех геометрически подоб-
ных бойках. При этом каждая пара бойков обжимает заготовку
на разную величину. Возможен также случай, когда одна пара
130
Рис. 3.39. Продольное сечение очага
деформации и графики распределения
относительный высотный деформаций
при ковке полосовой заготовки на РКМ:
п. р. п. — поверхность раздела плавтнче-
вких потоков вытеснения металла; Q » на-
правление потоков вытевиеиня металла
бойков обжинает, а другая толь-
ко препятетвует уширению за-
готовки.
Предпиеанное радиальное
вжатие полосовой заготовки е
отсутствием вытеснения метал-
ла в пространство между бой-
ками и продольные противопо-
ложно направленные потоки вы-
теснения металла представляют
схему течения. Течение металла
О d кс
в обе стороны от поверхности раздела потоков происходит несимме-
трично вследствие различной степени деформации по длине кони-
ческого очага (рис. 3.39). При этом на большей длине рабочей
поверхности заходного участка бойка металл течет в сторону
расширения конуса, а на меньшей — в сторону сужения [3].
Примем, что металл изотропен и несжимаем, кроме того, до-
пустим, что на контактной поверхности металла с инструментом
зона застоя или затрудненной деформации отсутствует; пласти-
ческая деформация не распространяется за пределы геометриче-
ского очага деформаций, а вертикальные продольные и попереч-
ные сечения в процессе деформации остаются плоскими. Продоль-
ное сечение очага деформации в координатах хг и графики распре-
деления относительных высотных деформаций показаны на
рис. 3.39. Согласно принятой кинематической схеме течения
металла, относительная высотная деформация е2(х) определяется
из выражения
8. (X) = 8г, (х) + 8г, (х) = — ,
(3.20)
где e2t (х) и eZj (х) — относительная высотная деформация в ре-
зультате перемещения бойков по высоте и вследствие смещения
обжимаемого элементарного объема в направлении оси х; А/гх —
абсолютное обжатие металла по высоте; 6' = ux tg ср — дополни-
тельное обжатие металла вследствие смещения обжимаемого
объема в направлении оси х\ hXt hx — высотные размеры полосы
в рассматриваемых точках поперечного сечения.
Среднюю относительную высотную деформацию за счет пере-
мещения бойков по высоте при единичном обжатии заготовки
5* 131
на участке L определим из выражения [9]
L
8г1 ср = Т" J 8*‘ =
о
8IZ1(x)dr +
L—S L -
+ J 4I(x)dr+ J ^(x)dx ,
S L—S _
(3.21)
где ejt (x), (x), ej" (x) — относительная высотная деформа-
ция на I, II и III участках очага деформации (см. рис. 3.39).
Подставив значения (х), (х), ej" (х) и решив инте-
гралы, получим:
2tg(p Гс lr| 2Stg<p + &i
*i ср &о - 4- 2S tg <р L Ло
Sa tgT _Q I fh . hi 1
&o 2tg9 Ш 2Stg?+^J
(3.22)
Относительную высотную деформацию вследствие смещения
обжимаемого элементарного объема в направлении оси х опре-
деляем из выражения
(3.23)
где второе слагаемое учитывает относительную высотную дефор-
мацию вследствие смещения элементарного объема в направле-
нии оси х. Тогда применительно к очагу деформаций на РОМ
получим:
-W— <ЛЧ‘Й,. (-- + -Ь^). <3.24)
где аа = 1g X/lg (1/т)0) — варьируемый параметр; Л» — коэффи-
циент деформации в направлении длины; 1/т)0 — коэффициент
деформации по высоте в плоскости гоу.
Для рассматриваемого случая еж = е2, следовательно, можно
считать аа = 1. Тогда формула (3.24) примет вид:
(х) =
Д/t tga фха
2ft (Л — х tg ф)а ’
где АЛ = S tg <р; h = Ло + 2S tg ф.
Среднюю относительную высотную деформацию вследствие
смещения обжимаемого элементарного объема в направлении
оси х определим по формуле
L—S
= J <3-25)
О
132
Подставляя значение ев1 (х) в формулу (3.25) и решая инте-
грал, получим:
__ Stg<p г9 . 2&0 + 4Stg<p
га ср hp — L ho 4“ hx “F 43 tg ф
I 1 __ &о —2 (&о-|-2S tg ф) 1
2StgV4-&o &o4-hx4-43tgф J*
Среднее значение относительной высотной деформации опре-
делим по формуле
8*ср ~ ср + 8®а ср ~ ф { h0 — hx 4- 23 tg ф Х
Гз In Ф 4- Sa tg ф с . hx । hx 1 ।
х I? ln К--------------h0----+ 2ti?ln ^S tg?+sr J +
i S Г 9 In 2&q 4- 43 tg ф ! .
Ьо-Ь1 L &o4-fti4-4Stg? "t-1
____h0 hx_______2 (hp 4~ 23 tg ф) "I /q 9y\
2Stg?4-&o ho 4”4"4Stgф J j’
Для облегчения расчетов ez из геометрического построения
(см. рис. 3.39) была получена сравнительно простая приближен-
ная формула:
в; ер = 4- (Ф1 + <ъ + *») + Т~$ Ф<- (3.28)
Значения Фа, Ф8, Ф4 — площади oad, dabk, kbe и oek отдель-
ных элементов фигуры oabc (см. рис. 3.39).
Приближенно их можно определить из выражений:
Ф! = В14: 0.=4<8i + 8’)(£-2S>:
(3.29)
Ф, = 4-8.5; Ф4=4-8«(£-5Ь
23 tg ф 23 tg ф
где81 =------—Ф_; е2 = _—
о ____________23tg<p(feo-h1)a
8e- (&о 4-231бф) (h0 4-hi 4-431бф)а *
Подставив значения Ф1э Ф2, Ф8, Ф4 в формулу (3.28) и про-
ведя алгебраические преобразования, получим:
о' — iff m th А \ Г___________hp 4- hj 4- 23 tg ф___।
В2 ср - —s tg ф (hQ - hl) (Ao _ hi + 2S tg ф) (A1 + 2S tg ф) 4-
_____________________hp—hi_____________1
(h0 4“ 2S tg ф) (h0 + hi 4" 4S tg ф)2 J*
Второе слагаемое в квадратных скобках формулы примерно
на два порядка меньше первого слагаемого, поэтому
упрощения все расчеты проводим по формуле
~3tgy(ho-hx) (ho + hx 4- 23 tg ф)
егсР- Ao(ho-h14-2Stgф) (h14-25tgф) *
с целью
(3.30)
133
Рис. 3.40. Кинематическая схема кривошип-
Рис. 3.41. Зависимость времени деформиро-
вания тд при единичном обжатии от подачи S
заготовки:
1 — ковка по схеме «круг — круг», d0 = 300 мм,
Ad = 50 мм, ф — 8°; 2 — ковка по схеме «квад-
рат — квадрат», &0 = 300 мм, АЛ = 50 мм, ф — 8°;
Тц — время цикла; тп — время паузы между об-
жатиями для прямоугольной заготовки
Различие в расчетах по формулам (3.27) и (3.30) составляет
1,5—3%, поэтому формула (3.30) вполне пригодна для инженер-
ных задач.
Аналогичным путем получим формулу для определения сред-
ней степени деформации при единичном обжатии заготовки круг-
лого сечения. При этом из геометрических размеров очага дефор-
мации в формулу (3.30) вместо S подставляем значение Z = v/(nni).
Кроме того, для упрощения расчетов усредним деформацию в по-
перечном сечении очага деформации. Тогда формула для расчета
средней степени деформации при единичном обжатии заготовки
круглого сечения примет вид:
8ср. к - № — 4l) X
у Г________________tg ф/(пП1)____________________________
L [d0 — + 2v tg <p/(nni)l [di + 2v tg ф/Слп!)]
(3.31)
Скорость деформации при единичном обжатии. Скоростью
деформации называется изменение степени деформации в единицу
времени.
134
Определим среднюю скорость деформации при радиальном
обжатии по формуле
М = -^4 (3.32)
тд
где фд — время деформации.
Главный исполнительный механизм РОМ, выполненный в виде
эксцентриково-кулисного механизма, может быть получен из
кривошипно-шатунного механизма, если в последнем кривошип
заменить эксцентриком, а шатун — кулисой. Для удобства рас-
четов можно воспользоваться кинематической схемой криво-
шипно-шатунного механизма (рис. 3.40). Тогда перемещение бойка
в радиальном направлении
SR = R* [(1 — cos р) + (V/2) sin3 р 1, (3.33)
где Р — угол поворота кривошипа; V = R'IL'\ R', L' — размеры
звеньев кривошипно-шатунного механизма (см. рис. 3.40).
У РОМ SXP-55 угол р изменяется от 0 до 180°. Поэтому для
расчета SR во всем диапазоне изменения угла р формулу (3.33)
преобразуем к виду:
SR = Я' [1 - cos (90- а') + (Г/4) (1 “ cos 2(90 - af))]. (3.34)
Решая уравнение (3.34) относительно угла af, получим:
ai = arcsin (1 ± ]/1 -21' (ф--1 ~4-))/г • <3-35)
Из рис. (3.40) определим угол р:
Р — -у- + ai
или
р =-£- +arcsin (1-]/1—21' (-^?--1 --^-))/1'- (3.36)
Поскольку вращение кривошипного вала принято равномер-
ным, время поворота ф прямо пропорционально углу поворота Р*.
<г = -Д-₽;
(О'
где <о' — угловая скорость поворота кривошипного вала. Под-
ставляя (3.36) в (3.37), определим время движения ползуна:
т = "SET[-Т + arcsin (1 “ ~ 2V (ir “ 1 “ 4~) ) Д'] •
(3.38)
135
Зная путь, пройденный бойком в процессе деформации, опре-
делим время деформирования (рис. 3.41):
а) при ковке поковок прямоугольного сечения:
схема очага деформации I и III (у Л)
’«п=та [1+(1 - ) /*'];
(3.39)
схема очага деформации II, IV и V (о > Л)
=та [1+“ О - /
(3.40)
б) при ковке поковок круглого сечения:
схема очага деформации I и III (я < Л')
т«к = та ["Г + arcsin (1 — - 2V ( ’- 1 - -у-))Д'];
(3.41)
схема очага деформации II, IV, V (о > А')
= та [1 +arcsin 0 - / *']
(3.42)
Подставив значения ч?д из выражений (3.39)—(3.42) в формулу
(3.32), определим среднюю скорость деформации при радиальном
обжатии.
a)
Рис. 3.42. Зависимость средней степени деформации еср (а) и скорости деформа-
ции ё (б) при единичном обжатии от размера поперечного сечения заготовки:
1 — ковка по схеме «круг — круг», Ad — 50 мм. S = 15 мм, ф — 8е; 2 — ковка по схеме
«квадрат — квадрат», Aft = 50 мм, S = 15 мм, ф ® 8е
136
Рис. 3.43. Зависимость средней степени 8ср (а) и скорости ёср(б) деформации при
единичном обжатии от подачи заготовки:
1 — ковка по охеме«кр,уг — круг», d0 = 300 мм, Ad = 50 мм, ф = 8°; 2 — ковка по схеме
«квадрат — квадрат», й0 = 300 мм, Aft = 50 мм, ф «= 8°
На рис. 3.42—3.45 показаны зависимости средней степени
и скорости деформации при единичном обжатии заготовок круг-
лого и прямоугольного поперечного сечения от размера, подачи,
обжатия заготовки за проход и угла наклона заходного участка
бойка при ковке на РОМ усилием 10 МН. Из полученных данных
следует — чем больше размер поперечного сечения заготовки,
тем меньше степень и скорость деформации (рис. 3.42, а, б).
С увеличением обжатия за проход, подачи и угла наклона заход-
ного участка бойка степень и скорость деформации увеличи-
ваются (см. рис. 3.43—3.45).
Дробность деформации. С увеличением дробности деформации
повышается деформируемость металла и снижается необходимое
усилие деформирования. Одной из особенностей процесса ковки на
РОМ является то, что он осуществляется в условиях дробной
деформации [17]. Коэффициент дробности деформации представ-
ляет отношение степени деформации за проход к степени дефор-
мации за одно обжатие. Тогда при ковке заготовок прямоуголь-
ного сечения коэффициент дробности равен:
^дп ~ вп/вг ер, (3.43)
где 8П — (Ао — Л1)/Ьо — степень деформации за проход.
При ковке заготовок круглого сечения коэффициент дроб-
ности
&дк — Ск/вср. к> (3.44)
где вк = (d0 — d^/do — степень деформации за проход.
137
Рис. 3.44. Зависимость средней степени еср (а) и скорости еср (б) деформации от
обжатия (Ad, Ah) заготовки за проход:
1 ~ ковка по схеме «круг — круг», d0 «= 300 мм, S => 15 мм, ф = 8°; 2 — ковка по скеме
«квадра» — квадрат», &0 1=3 300 мм, S = 15 мм, <р = 8°
Подставив значения (3.30) и (3.31), получим:
, (h0-Ai4-2Stg<p) + 2Stg<p) .
яп Stgq>(ft04-ft1-|-2Stg(p)
(3.45)
3wii [d0 — 4~ 2& tg [di + 2p tg ф/(пП1)1
2 tg (pv [d0 4- di 4- 2v tg Ф/(«П1)]
a)
6)
Рис. 3.45. Зависимость средней степени вср (а) и скорости зср(б) деформации при
единичном обжатии от угла наклона ф заходного участка бойка:
1 — вовка по схеме «круг — круг», d0 «= 300 мм, Ad = 50 мм, S » 15 мм; 2 — ковка по
схеме «квадрат — квадрач», = 300 мм, Дй = 50 мм, S = 15 мм
138
Рис. 3.46. Зависимость коэффициента дробности деформации от подачи при ковке
полосовых (а) и круглого сечения (б) заготовок:
1 — &0 (d0)~ 300 мм, Ab (d0) = 50 мм, ф — 8°; 2 —• b0(d0) = 300 мм, Ab (d0) = 30 мм,
ф = 14°; 3 — h0 (d0) = 300 м, Aft (d0) == 50 мм, ф == 20°
На рис. 3.46, а, б показаны зависимости коэффициентов дроб-
ности деформации &дп, /гдк от подачи заготовки при ковке бой-
ками с разными углами наклона заходного участка на РОМ
SXP-55. Из рис. 3.46, а, б следует, что с увеличением угла на-
клона заходного участка и подачи заготовки коэффициент дроб-
ности деформации уменьшается. При ковке заготовок круглого
сечения коэффициент дробности деформации при максимальных
подачах заготовки (S = 26-?-30 мм) уменьшается до значений
2,2—3,0. Из этого следует, что при максимальных подачах про-
цесс радиальной ковки приближается к процессу ковки на прессе
с четырехбойковой схемой нагружения.
При ковке заготовок прямоугольного сечения коэффициент
дробности деформации в 1,5—4 раза выше, чем при ковке загото-
вок круглого сечения при постоянных остальных параметрах —
Ф, S, Ad (ДЛ). Известно [17], что, чем ниже пластичность мате-
риала и выше коэффициент упрочнения его, тем больше должна
быть дробность деформации. Повышенные частные обжатия слит-
ков из мало пластичных сталей и сплавов могут приводить к обра-
зованию трещин и разрывов на теле заготовки. Из приведенных
выше данных следует, что одним из приемов повышения дроб-
ности деформации при изготовлении поковок на РОМ является
ковка заготовок через полосу (без кантовок после каждого еди-
ничного обжатия).
Междеформационные паузы. Время одного цикла при единич-
ном обжатии прямоугольной заготовки
фц = l/tf. (3.47)
139
Таблица 3.6* Параметры ковки
Параметр Обозначение Расчетная формула
Абсолютное обжатие, мм Ad Ad == do—dj== 300—250 =: 50
Подача заготовки, мм S v _ 60-60 ,о 5 ~ ~ 200 ~ 18
Относительное обжатие, % ек do — di Ad d, ° d, - 50 = -300 = 0.166=16,6
Степень деформации при единичном обжатии, % еср. к X X в«₽-«= ЗПП,. (<<0 dl)X 4о(4.-«1 + -^Ф)х \ ПП1 / xfo+Ml) = 1^^.(300 - 250) > "300 + 250 + ^^1“
•300^300 — 250 + , 2-60-0,1228-60 \ 1 4-7,5 ) Х X (250+ 2-60.W20-). = 0,0427 = 4,27
140
Продолжение табл. 3.6
Параметр
Обозначение
Расчетная формула
&dnnt 50-4-7,5 __
А ~ 2tg<p ~60.2-0.1228 “* 101,79
При ' (о == 60 мм/с)
'1дк~'2^
л
2
Ч-arcsin
Время деформации при
единичном обжатии, с
\nriiR
— 1 —г/г)
Г
1-60
2-Л-200
л
1 — 1—2-0.056Х
60-0,1228-60
4-7,5-19
j 0,056
-|-arcsin
0,056
== 0,0629
Скорость деформации
при единичном обжатии,
®ср. к
®ср. к 0,0427 _
с₽,к=_^ одаг ~0,679
Коэффициент дробности k . вк 0,166 __ _ _
деформации дк «дк — «• 0>0427
Междеформационная пау-
за, с
г 1 _ 1>60
к=а fifii 4*7,5
141
Продолжение табл. 3.6
Параметр Обозначение Расчетная формула
Относительная подача я']*'* <^| Со 1 _ V 60-60 _ ZK nnx/K 4-7,5-120
Максимальный угол кон- тактирования заготовки с бойком, рад Отах f X । <ЗЭ
k-Z!f2L'
“0 = 2 arcsin
* 60-0,1228.60 ' 4>7,5 J
300 ™ = 0,894
Параметр очага дефор- мации L _ 1 mR dOp + di X \tg(p 1 nnt /’ При V^lRntli. . 120.4.7,5 /кПЛ1 60 = 0 1 / 50 , ®H==" 300 + 250 \ 0,1228 + + ^-)--18
142
Таблица 3.7. Параметры ковки
Параметр Обозначение Расчетная формула
Абсолютное обжатие, мм ДЛ ДЛ = ho — hi = 300—250 = 50
Подача заготовки, мм <$ v _ 60-60 1О N 200 ~18
Относительное обжатие, % f ®П ftp—Лх ДЛ _ п Ло Ло 50 =='3бо =0’1ббв16’6
Степень деформации при единичном обжатии, % ®2 СР 8zcp = — $ Ф Ф Фо —М + Л1 + 2<S tg ср) Ло (Л0-Лх -f-2StgT) (hi+2StgT) 18-0,1228 (300 — 250) (300 + -I- 250 + 2-18-0,1228) =
“ 300(300 — 250 + 2-18-0,1228)x X (250 + 2-18-0,1228) = 0,0148 = 1,48
Время деформации при единичном обжатии, с Тдп MW _ 50- A 2tg9 2-0,1 При v A (u — 60 mi 1 Тдп 2лУУ 1—У1-2V — 1 +arcsin r; Л 1-60 2л- 200 1-j/l-2 /60-0,1 X\ 20C — 1- +arcsin 00 = 0,02 200 fi7o, 228-60 6781 м/с) — + 2 1 /otg<P -4) — + 2 •0,056x 228-60 )-19 0,056 \ 2 ) 56 26 6.
143
Продолжение т а б л. 3.7
Параметр Обозначение Расчетная формула
Скорость деформации при единичном обжатии, с-1 ®2 Ср ./ 8г ср 0,0148 _ Тдп “ 0,0228 -й-655
Коэффициент дробности деформации Лдп A gn z 0,166 егср °’0148
Междеформационная пау- за, с tn 1 ТП = -ft t дп ~ = —0,0228 = 0,2774
Относительная подача S/Л, S/fe з/йо = 4гг = 0’06 оии ^ = ^- = 0.15
Параметр очага дефор- мации /Иц L ти t, «ср 1 / Ah 2& \ Ло+Лх К tgcp ' N ) при lK N; lKN = 120- 200 = 400 < о, оО - 1 ( 50 . 300 + 250 V 0,1228 + + ^Я=0.81
Пауза между двумя обжатиями одного и того же участка при
ковке заготовок прямоугольного сечения
*П = ~ ^дп- (3.48)
Пауза между двумя обжатиями одного и того же участка при
ковке заготовок круглого сечения
= V(™i). (3.49)
Расчеты, проведенные по формулам (3.48) и (3.49), показывают,
что при ковке заготовок круглого сечения на РОМ усилием 10 МН
пауза между обжатиями одного и того же участка составляет 2 с,
а при ковке заготовок прямоугольного сечения — менее 0,3 с
(см. рис. 3.41, кривая 2). При этом время деформирования при
144
единичном обжатии заготовки круглого еечения примерно в 2 раза
больше, чем при единичном обжатии заготовки квадратного сече-
ния (см. рис. 3.41). Экепериментально установлено, что при
ковке на РОМ SXP-55 пауза между проходами составляет более
25 с. Известно, что при кратковременных паузах (0,01—2 с),
особенно при температуре 900—1100 °C, разупрочнение инстру-
ментальных сталей незначительно и составляет 5—10%. Поэтому
на основании выполненных расчетов примем следующие допу-
щения.
При ковке заготовок прямоугольного сечения сопротивление
деформации металла определяем (по кривым упрочнения) как
при непрерывном деформировании с обжатием, равным обжатию
за проход.
При ковке заготовок круглого сечения сопротивление дефор-
мации металла принимаем на 10% ниже, чем при непрерывном де-
формировании с обжатием, равным обжатию за проход.
Эти допущения необходимо учитывать при расчете энерго-
силовых параметров процесса.
Ниже приведены примеры расчета технологических и геометрических пара-
метров.
Пример 1. Слиток из стали Р6М5К5 диаметром 300 мм куют на РОМ усилием
10 МН при температуре 1100 °C на поковку диаметром 250 мм. Частота вращения
заготовки nj = 7,5 мин”®, частота обжатий N — 200 мин“®, скорость подачи заго-
товки v = 60 мм/с, число бойков п = 4, угол наклона заходных участков бойков
Ф= 7°, размеры звеньев кривошипно-шатунного механизма R' = 19 мм, £'=
= 340 мм, V = R'lL' — 0,056, длина калибрующих участков бойков 1К = 120 мм.
Требуется рассчитать параметры ковки. Расчетные формулы приведены в табл. 3.6.
Пример 2. Слиток из стали Р6М5К5 квадратного поперечного сечения со
стороной квадрата ft0 == 300 мм куют на РОМ усилием 10 МН при температуре
1100 °C на поковку квадратного поперечного сечения со стороной квадрата —
— 250 мм. Частота обжатий N — 200 мин"1, скорость подачи заготовки v = 60 мм/с,
число бойков п = 4, угол наклона заходных участков бойков ф — 7°, длина ка-
либрующих участков бойков /к = 120 мм, размеры звеньев кривошипно-ползун-
ного механизма R' — 19 мм, L' — 340 мм, V — R'/L' — 0,056. Требуется рас-
считать параметры ковки.
Расчетные формулы приведены в табл. 3.7.
4 ЭНЕРГОСИЛОВЫЕ
ПАРАМЕТРЫ
РАДИАЛЬНОГО
ОБЖАТИЯ
На РОМ можно изготовлять изделия не только круглого, но
и многогранного сечения. Последние, как правило, получают без
вращения заготовки.
На заготовку, подаваемую в зону обжатия, внешние сжима-
ющие силы, направленные по радиусу, оказывают давление по-
средством бойков и деформируют ее. При этом происходит умень-
шение поперечного сечения заготовки.
Современные РОМ оснащены автоматизированными устрой-
ствами для подачи заготовки в зону обжатия (манипуляторами).
Подающие устройства обеспечивают жесткую или гибкую связь
заготовки с механизмом обжатия. При жесткой связи на заго-
товку в направлении ее продольной оси действуют силы со сто-
роны манипуляторов, а при гибкой связи эти силы отсутствуют.
Так как заготовку вращают с помощью подающего устройства
при изготовлении поковок круглого сечения, то при определен-
ных режимах могут действовать также силы, направленные по
касательной к ее поверхности. Одновременное действие сил со
стороны бойков и манипуляторов может существенно изменить
схему течения металла и энергосиловые параметры процесса.
Изменение площади контактной поверхности заготовки с ин-
струментом в зависимости от режимов деформирования при
ковке на мощных РОМ (усилием 10 МН и более) значительно
влияет на силовой режим по сравнению с деформированием при
постоянной площади контактной поверхности (например, при
0 = 300° или 0 = 360°, принятых в работах [9, 171). Поэтому
для получения более достоверных данных при расчете энерго-
силовых параметров радиального обжатия учитываем перемен-
ную площадь контактной поверхности заготовки с инструментом.
4.1. РАСЧЕТ УСИЛИЯ, РАБОТЫ И МОЩНОСТИ
В продольной прокатке при малых углах захвата считают
вполне обоснованной замену дуги захвата хордой. В этом случае
наблюдается геометрическое сходство очагов деформации при
продольной прокатке и осадке между наклонными плитами. До-
пущение об однотипности процессов ковки и прокатки не вносит
146
каких-либо существенных изменений в силовые и кинематические
условия этих процессов.
Очаг деформаций при радиальной ковке (в продольном сече-
нии заготовки) состоит из нескольких участков (см. рис. 3.26).
Заменив линии, ограничивающие геометрический очаг деформа-
ции при радиальной ковке, прямой, соединяющей его крайние
точки, получили очаг деформации при осадке между наклонными
плитами (см. рис. 3.26, 3.27). На основании этого построения
при исследовании силового режима было принято, что процесс на-
гружения заготовок при радиальной ковке по характеру геоме-
трического подобия очагов деформации также сходен с процессом
нагружения при осадке заготовок между наклонивши плитами.
С учетом этого допущения усилие при радиальной ковке опре-
ляют по формуле
Р = PcpF e » (4*1)
справедливой для обжатия клиновидной заготовки, где рср —
среднее давление; па — коэффициент напряженного состояния.
Расчет усилий при радиальной ковке заготовок прямоуголь-
ного и круглого сечений выполняют по формуле (4.1), используя
известные значения пст. Так, коэффициент напряженного состоя-
ния при прокатке па определяют в зависимости от геометриче-
ского параметра тпр = Lnp/^cp» где £пр — проекция длины
дуги захвата; Аср — средняя высота полосы в очаге деформации.
При радиальной ковке геометрический параметр очага де-
формаций
тк<п, = ‘£7ЬУ: (4-2)
при деформации заготовок круглого сечения
”-“тЬг(тг¥+^-) н-3>
при о < /впгц;
--------(,4)
ъ-------di -|- ( —--/к )
\ ппг /
При V > /КПП1,
яри деформации заготовок прямоугольного сечения
=тгпг (igir+~) * (4-5)
яри и lKN;
при v > lKN.
147
Из формул (4.3)—(4.6) следует, что параметры тк и тп зави-
сят от режимов деформации и размеров инструмента. Коэффи-
циент напряженного состояния па, входящий в формулу (4.1),
представляют в виде произведения четырех коэффициентов [31:
= п/М", (4.7)
где — коэффициент, учитывающий влияние поперечного под-
пора, изменяется в пределах от 1,0 при уширении до 1,15 при
полном отсутствии уширения; па и По — коэффициенты,
учитывающие влияние внешнего трения, внешних зон и внешнего
натяжения или продольного подпора.
Когда при деформации на РОМ заготовок прямоугольного
и круглого сечений боковое уширение отсутствует, « 1,15.
Для расчета п'а используют формулу
fta = 1 mKi п, 1 <Z fnKi п^я2. (4.8)
При 2 < тк 4 для заготовок круглого сечения:
п =_____?f?H__ [7___4в_\в1 _ J м 9)
n<J Ad(6{-1) [Д<*о —/ ]’ { '
где ______________________
4 = ( 1 +1^1 + (8;‘ -1) k/(d0 - Ad)])1/в’.
d$ — Ad -f-1 J *
6! = щ (2L/Ad); L = Ad/(2 tg <p) + v I (nni), при v •< ZKnni; L =
= Ad/(2 tg <p) + ~- [иЦпп^ + ZK 1, при v > ZHnnx; dB — диаметр
нейтрального сечения. Для максимального коэффициента трения
(щ = 0,5) расчетное усилие может быть завышено.
При 2 < тп 4 для заготовок прямоугольного сечения:
"° = ДЛ(8"Н-1) [( Л„-ДЛ ) — 1 ] ’
г«е Т^дГ = { 0 + /1+(«"-!) (^4мГ)/(»’ + l)f;
6" = цт.2£/Д/»; L = ДЛ/(2 tg <р) + v/N,
при v < ZKJV; L = ДЛ/(2 tg <р) + (v/N + ZK), при v >-lKN;
ha — высота нейтрального сечения.
При тк, п < 1 (для заготовок прямоугольного и круглого
сечений) влияние внешнего трения незначительно, поэтому при-
нимают ni = 1. При тк, п > 4
«;=1+-г/ия-в- (4л1)
Для расчета Па при тк, п < 1 используют формулу:
Па = 1 + 2,6е“3 (°’4+ff4 п)2. (4.12)
148
Для /Пи>а 1 Примем Па = 1.
В первом приближении в данной работе принимаем коэффи-
циент п”а = 1, что соответствует отсутствию натяжения или под-
пора заготовки (хотя, строго говоря, в определенные моменты
цикла ковки манипуляторы могут оказывать дополнительное
осевое знакопеременное воздействие на заготовку).
Расчет усилий при ковке заготовок прямоугольного сечения
на РОМ осуществляют в следующей последовательности:
в зависимости от заданного режима деформации (ДЛ, и) опре-
деляют форму очага деформации и по соответствующей формуле
(см. табл. 3.4) рассчитывают площадь контакта F;
для заданного режима деформации определяют значения
коэффициентов nv, ni, и по формуле (4.7) вычисляют па;
по формулам (3.30), (3.32) рассчитывают среднюю степень
деформирования еср, скорость деформации ё и среднюю темпе-
ратуру i нагрева слитка (заготовки); затем ио известным из ли-
тературных источников иластометрическим данным (с учетом 8ср,
ё и t) определяют истинное сопротивление деформации о8 для
исследуемой стали;
подставляя найденные значения а8, па и F в формулу (4.1),
рассчитывают усилие Р при ковке заготовок прямоугольного
сечения (табл. 4.1).
Аналогично по формуле (4.1) определяют усилие при ковке
заготовок круглого сечения. При этом предварительно рассчиты-
вают площадь контакта F. Все расчеты выполняют по разрабо-
танной программе на ЭВМ. Искомое сопротивление деформа-
ции а8 определяют с учетом частичного разупрочнения металла.
Для определения усилия при ковке заготовок прямоугольного
сечения используют также метод «верхних» оценок или прибли-
женный энергетический метод, заключающийся в том, что объем
очага деформации представляют в виде жестких недеформируемых
блоков, скользящих один относительно другого и по границам
с жесткой зоной.
Верхнюю оценку удельного усилия определяют по известной
из энергетической теории формуле, основанной на использовании
кинематически допустимого поля скоростей:
<413>
L R
где рв — верхняя оценка удельного усилияj k = а8; L —
проекция длины очага деформации^ Ц — длина отдельных гра-
ниц блоков! о? — разрывы скоростей течения вдоль границ бло-
ков ,f vR — скорость движения бойка.
В качестве кинематически допустимого поля скоростей (для
конического участка очага деформации) используют поле ско-
ростей, изображенное на рис. 4.1.
149
Таблица 4.1. Формулы для определения усилий при ковке
заготовок прямоугольного сечения
Форма очага деформации (см. рис. 3.32) Соотношение размеров заготовки Усилие при ковке
I, и GhO ДА> ДА', Ао > Aq, Al > Аг При обжатии ДА Г h'2 к'2 । Aq / Ао hj h'o — A^ v \ ~| 1 2 < tg<p tg<p' 1 ftl N /J’ При обжатии ДА' Р=1.15аЛп;[*о-£ (а1 + I *о ~ Al \ 1 A, p 1
✓ ДА < ДА', Aq Aq, Ai >А{ 2tgq>' .* AT J * При обжатии ДА р = 1,15олх[^^ (л; + + *;« •«’)+*G]- При обжатии ДА' р=1(16(,гх[А4\8;1 +
III, IV, V Gh') ДА^> ДА', Ао > Aq, Ai> а; При обжатии ДА ( к'2 к'2 D —. 1 1R/T J Л0 21
1° " г 1 г S 05^ Q* с? сгёГ ь -е Н <
2 \ tg ср tg ф' / г 1 к 2 Х(т-0 [Л1+2"(л?’~/к) tg4> ]}•
При обжатии ДА' 2°^’ (*.+ _1_ лЛ AJ„ J- -Ь ( X
1 2tg«p' tg4J +"iz«+ 2 k N ‘K1X X [hl +4" (т" —/k) tg<P]}'
150
Продолжение табл. 4.1
Форма очага деформаций (ом. рис. 3.32) Соотношение размеров заготовки Усилие при ковке
III, IV, V (£>) ДА < ДА', Ао > h'o, hi>h{ При обжатии ДА Р = 1,15а,»х{4^(Л1' + + 2tg<p tglp ) +ftiZ«+ 2 (w Z*)x x[b:+4-(-r-z")tg’>']}- При обжатии Ah' tg<p )+ftl/,,+ 2(w Z«)X x[*i+2(w Z«)‘g4>]}-
Так как все участки линий разрыва скоростей имеют одина-
ковую длину
АО == ОВ = Л,О = Bfi = 2^— Vi^T,
а относительные скорости смещения вдоль этих линий, определяе-
мые из плана скоростей, равны между собой:
си си _ ”18 _ с»» _ У ft»P +*L!!
Ся Од Од Од йСр
Рис. 4.1. Кинематически до-
пустимое поле скоростей:
а —• очаг деформации; б — план
оиороотей; AOBt и AtOB — ли-
нии раз резв a оиороотей
151
то на основании формулы (4.13) верхняя оценка удельного усилия
“5Г = 2cosq> (",П + "5Ь)’ <4Л4)
где тп = L/hef.
Из формулы (4.14) следует, что давление будет максимальным
при ф = 0.
Подставив вместо L и Лср в формулу (4.14) их значения
ь = (По — Л1)/(2 tg ф), hcp = (h0 + ад/2
и проведя соответствующие преобразования, получим:
-W- 2 sin <р (Л$ — h? j + + (4.15)
Используя соотношение (4.15), получим формулу для расчета
усилия методом верхней оценки на заходном участке бойка:
[tg2 ф (Л°+fti)a+(Л» ~Ai)2]- <4-16)
где F3 — площадь контакта на заходном участке бойка (см.
табл. 3.4).
При ковке на РОМ подача заготовки между единичными
обжатиями обычно не превышает 25—30 мм и для части о4ага де-
формации под калибрующим участком бойка практически всегда
выполняется неравенство: та = S/hr < 1.
В данном случае принимаем ria — 1, тогда полное усилие
будет равно:
при ковке заготовок прямоугольного сечения
Р = ”. { ' IV Ф (Ло + Лг)г + (Йо - W] + Л» } (4.17)
при S/lK < 1;
при ковке заготовок квадратного сечения
Р = о, { -^7| [tg2 Ф (Ло + V + (Л„ - ЛО2] + А, • (4.17а)
Работа пластического деформирования заготовок прямоуголь-
ного и круглого сечений
п. к
Лд= J P(SS K)dSS K, (4.18)
о
где SjJ = (v/N) tg ф — перемещение бойка в процессе деформи-
рования заготовки прямоугольного сечения; S£ = (o/(nni)) tg ф—
перемещение бойка в процессе деформирования заготовки круг-
лого сечения; dS% к — элементарное перемещение бойка в про-
цессе деформирования заготовки прямоугольного и круг-
лого (dS%) сечений; Р = Р (SJJ* к) — функция усилия на бойке
152
от перемещения при деформировании заготовки прямоугольного
(Р (5д)) и круглого (Р (5д)) сечений. При определении работы
деформирования примем па = const и расчет па проведем для
конечной стадии единичного обжатия.
Проинтегрировав усилие при обжатии заготовки прямоуголь-
ного сечения (см. табл. 4.1) по перемещению бойка, определим
работу пластического деформирования:
Лда = l,15os»x tg <₽-£- (F, + 0,55Fh), (4.19)
где FK — площадь проекции контактной поверхности прямоуголь-
ной заготовки с бойком на калибрующем участке.
Формулы для нахождения работы при пластическом деформи-
ровании заготовок прямоугольного сечения приведены в табл. 4.2.
Аналогично определим работу при пластическом деформировании
для случая, когда усилие при ковке рассчитывается по формуле
(4.17):
Адп - a, tg ф-у| sta<p(42_ft2) X
X [tga ф (Л, - V + (Ло - Л1)а1 + 0.5Й! } • (4.20)
Очаг деформаций при ковке заготовок круглого сечения со-
стоит из нескольких участков (см. рис. 3.31, б). Поэтому работу
пластического деформирования определим вначале на каждом
участке очага деформаций, после чего суммируем. Суммарная
работа при пластическом деформировании зависит от соотношения
функций у (х) и у' (х), описывающих каждый участок.
При этом надо учесть следующее:
1. Если у (х) — | у' (х) | < 0 при х = Xi, то работа пластиче-
ского деформирования
i > ?
AnK = 2a,na^ J J р,(x)dxdS„, х = 0. (4.21)
/«1 о
2. Если у (х) — | у (х) | > 0
при х = Xi, то
^дк ~ 2овда J J yi (X) dx dSn +
о о
+ °»ла S J J dX dS^ Х = °- (4-22)
/=2 о
Мощность пластического деформирования при радиальной
ковке
= Лд/Тд, (4.23)
153
Таблица 4^2. Формулы для определения работы при пластическом
деформировании заготовок прямоугольного сечения
Форма очага деформаций (см. рис. 3.32) Соотношение размеров заготовки Работа при пластическом деформировании заготовок
I, II АЛ> АЛ', д0 > h1>h{ При обжатии ДА „ г h'2 t,'2
\ /к / Адц- а8пи tg<р 2tg(p, 1 _i_ ь/ ( \ । оЛ{ *1
1 и k tg<p tg<p' ) 1 N J При обжатии ДА' Лпп “ °»n<’tg ф 2ff [ tg(p, (&x + 4- to mA _i_ Р&1 ~]
АЛ < АЛ' 1 2tg<p' *8Ч>; + N J- При обжатии АД
ЙО > Лдп *’•"<’‘бФ 2N [ tgq> (*1 +
> h{ 1 b<‘~bl tCфЛ 1 1
1 2tg<p t8’J+ N J" При обжатии ДА' 4OT-a^otg<p 2N [ 2tg<₽ +
+ tgФ' tg<p M V ]•
III, IV, V (£>) hQ>h'o, При обжатии АД . a Г ft02 — *i2 . Am-a,n0 2N tg <p tg(p, + -«(V V)+ + 2N (fti + з^ ) + + A(2A;+/k tgq»')] . При обжатии АЛ' Лдп - о,Пп 2N tg <р tg (р, (hi. + । h'°~h'1 tcH i ° Га. + tg<pa
1 2tgф' gT/ 1 2N к 1 г 3^ — Ik tg ф) + -у- (2ЛЖ + Ik tg ф) j .
154
Продолжение табл. 4.2
Форма очага
деформаций
(см. рис. 3.32)
Соошношение
размеров
заголовки
Работа при пластическом деформировании
заготовок
III, IV, V
ДЛ< ДА',
Aq > ^о»
При обжатии ДА
лдп = а,п„ *8 ф [ (ч +
- /«tg <₽') р; + zKtg<p')].
При обжатии ДА'
Лдп - о^а tg ф' [ + i, X
KZ / ^0 — К ^0—\ I 0 (и I
xk~tg7-------tgT")+^v-lA1 +
+ - /к tg ф) + 4- (2fti +1* ‘8 Ф>] •
где фд — время деформации, определяемое в зависимости от
формы очага деформации по формулам (3.39)—(3.42).
Мощность, потребляемая электродвигателями главного при-
вода,
W=Wn + (4.24)
где IFX — мощность, потребляемая электродвигателями РОМ при
работе в холостом режиме. Расчеты мощности при пластическом
деформировании выполняли по разработанной программе на ЭВМ.
Описанные в предыдущих параграфах теоретические решения
для усилия и мощности пластического деформирования заготовок
круглого сечения отличаются большой сложностью, и использо-
вание их для инженерных расчетов затруднительно. Поэтому для
всего диапазона изменения факторов процесса ковки на РОМ
усилием 10 МН уравнения аппроксимировали полиномом третьей
степени:
Р = в8 (оо + 01Фо ~h (фо)2 ~h аз (фо)3), (4.25)
где о0, alt 03,03 — полиномиальные коэффициенты основного
уравнения;
Фо = оо + o'ido + 02 Ad + Оз1>;
До, ai, аг, оз — полиномиальные коэффициенты вспомогательного
уравнения.
В результате расчетов на ЭВМ усилия Р в зависимости от фак-
торов d0, Ad и о и обработки полученных результатов методом
155
наименьших квадратов были получены (с достоверностью 95%)
численные значения полиномиальных коэффициентов, входящих
в уравнение (4.25), которое преобразуется к виду:
Р = о8 (14,6 - 1,034<ро + 0,029 (<pj)2 - 0,00015 (<ра)3) 10~3, (4.26)
срб = 0,0465* + 0,481 Ad + 0,309®,
где Р — в MHj d0, Ad — в mmj о — в mm/gj cr8 — в МПа.
Аналогичным путем получим уравнение для определения
мощности, потребляемой электродвигателями при ковке на РОМ
усилием 10 МН заготовок круглого сечения:
W9 = W'a + IF;, (4.27)
где IFJ = 2И7д$ IF; == 2WX == 80 kBtj IF; = os (19,17 —
— 1,214Ф; + 0,0248 (фЭ2 — 0,0000774 (ф'о)8) 10"11 <р0 = 0,0571do+
+ 0,747Ad 0,425®.
Формула (4.1), записанная в общем Виде, содержит три сомно-
жителя — а8, na, F. Сопротивление деформации металла а8,
коэффициент напряженного состояния па и площадь контакта
заготовки с инструментом F являются переменными величинами,
зависящими от режима ковки, определяемого факторами d0 (h0),
Ad (Ай) и S (®).
Рис. 4.2. Зависимость коэффициента напряженного состояния па (kQ) от подачи
заготовки S:
1 — ковка по схеме «круг — круг», d0 = 200 мм, Ad = 25 мм, ф = 8° (инженерный метод
расчета); 2, 3 — ковка по «схеме «квадрат — квадрат», ft0 = 180 мм, АЛ = 25 мм, ф —
= 15°, расчет по инженерному методу и методу «верхней оценки» соответственно
Рис. 4.3. Зависимость коэффициента напряженного состояния na (Ло) от обжатия
Ad, АЛ за проход:
1 — ковка по схеме «круг — круг», do = 200 мм, 5 = 9 мм, ф 8°, инженерный метод
расчета; 2,3 — ковка по схеме «квадрат — квадрат», 200 мм, 5 = 9 мм, ф = 15°,
расчет по инженерному методу и методу «верхней оценки» соответственно
156
Коэффициент напряженного состояния зависит от отношения
длины очага деформации к его высоте п = ("у-")) •
Применительно к процессу радиальной ковки тк (тп) опреде-
ленным образом зависит от факторов dQ (Ло), Ad (АЛ), S (®) и ф,
а следовательно, и па зависит от этих же факторов.
На рис. 4.2—4.5 показаны зависимости коэффициента па от
продольной подачи заготовки, обжатия за проход, исходного
размера поперечного сечения заготовки и угла наклона заходного
участка бойка при деформации заготовок квадратного и круглого
сечений. Для большинства значений исследованных величин
графики зависимостей пс, полученных по приближенному энерге-
тическому методу (метод «верхних оценок»), расположены выше
графиков зависимостей, полученных инженерным методом.
Приведенные на рис. 4.2—4.5 графики можно рассматривать
так же как графики зависимостей па = f (mKt п). Функция па =
= f (wK. п) в одной из точек принимает минимальное значение.
На рис. 4.2 функция 1 имеет максимальное значение при
S = 13 мм. Две другие функции (2, 3) не достигают своего ми-
нимума в исследованном интервале изменения подачи S.
Уменьшение коэффициента напряженного состояния с ро-
стом обжатия за проход Ad (рис. 4.3, кривая /) происходит до
значения Ad = 35 мм, далее с ростом Ad коэффициент напряжен-
ного состояния увеличивается. Аналогично изменяется па при
деформации заготовки прямоугольного сечения. При этом мини-
мальные значения коэффициент напряженного состояния при-
нимает при АЛ = 78 мм (рис. 4.3, кривая 2), АЛ = 85 мм (рис. 4.3,
кривая 5). График зависимости коэффициента^ напряженного
состояния от размера поперечного сечения заготовки (рис. 4.4,
кривая /) состоит из двух частей: левой, в которой коэффициент па
уменьшается до минимума при Ad0 = 312,5 мм, и правой, в ко-
торой он увеличивается до максимальных значений. Коэффи-
циент па при деформации заготовки прямоугольного сечения
(рис. 4.4, кривые 2 и 3) увеличивается с ростом Ло во всем интер-
вале значений исследуемой величины.
Разный характер изменения графиков функций па, получен-
ных при деформации заготовок круглого и прямоугольного
сечений (см. рис. 4.2, 4.4) объясняется разными значениями углов
наклона ф заходных участков бойков (8 и 15°) и неодинаковым
влиянием на функцию па продольной подачи заготовки между
единичными обжатиями.
Из приведенных на рис. 4.5 графиков следует, что минималь-
ные значения коэффициент напряженного состояния принимает
при <р = 9-4-10°. С изменением угла ф (в сторону уменьшения
или увеличения от значений 9—10°) коэффициент напряженного
состояния увеличивается.
Формула (4.1) для расчета усилия ковки включает сопротив^
ление деформации металла ов. Это сопротивление зависит от сте-
157
Рис. 4.4* Зависимость иоэффициента напряженного состояния па (ka) от раамера
поперечного сечения d0, Ло заготовки:
1 — ковка по ехеме «круг — круг», S = 9 мм; Ad = 50 мм, ф = 8° (инженерный меФод
расчета); 2, 3 — ковка по ехеме «квадрат квадрат», S = 9 мм, А& = 50 мм, ф = 15°,
расчет по инженерному методу и методу «верхней оценки» соответственно
Рис. 4*5. Зависимость коэффициента напряженного состояния ka от угла на-
клона ф заходного участка бойка:
1, 2 — ковки по ехеме «квадрат — квадрат», h0 => 200 мм, АД = 50 мм, S — 9 мм, расчет
по инженерному методу и методу «верхней оценки» соответственно
пени и скорости деформации заготовки, которые, в свою очередь,
как было показано в п. 3, зависят от факторов d0 (h0), Ad (Ah),
S (и) и <р. Следовательно, каждый из трех сомножителей F,
па и о8, составляющих формулу для расчета усилия при радиаль-
ной ковке, зависит от одних и тех же трех основых факторов —
d0 (ft®), Ad (Ah), S (о) — и угла наклона заходного участка бойка ф.
4.2. ТЕНЗОМЕТРИРОВАНИЕ ПРОЦЕССА КОВКИ
Экспериментальные исследования энергосиловых параметров
были приведены при ковке на РОМ усилием 10 МН (рис. 4.6)
слитков массой 600, 625 и 1000 кг, а также спрессованных заго-
товок массой 1800 кг из быстрорежущих сталей бойками разных
типов (см. рис. 1.3, 1.4). Основные технические данные РОМ
усилием 10 МН (мод. SXP-55) приведены ниже.
Номинальное усилие, МН...................................... 16,0
Максимальный размер обрабатываемой заготовки, мм:
круглого сечения............................................ 550
прямоугольного сечения...................................... 360
Минимальный размер получаемой поковки, мм:
круглого сечения............................................ 100
прямоугольного сечения....................................... 60
Минимальная длина исходной заготовки, мм....................... 1 100
158
Максимальная длина получаемой поковки, мм ...................... 10 000
Число бойков........................................................ 4
Частота обжатий заготовки в 1 мин............................... 200
Ход бойка, мм...................................................... 38
Скорость холостого хода манипуляторов, мм/с ....................... 500
рабочая скорость движения манипуляторов, мм/с....................10-3-100
Мощность электродвигателей главного привода, кВт .............. 2X630
Слитки и заготовки перед ковкой на РОМ нагревали в двух
четырехзонных кольцевых печах по разработанным режимам.
Температурное поле слитка после его выдачи из печи и транспор-
тирования к ковочному блоку РОМ рассчитывали по методике,
изложенной в работе [12].
Температуру нагрева поверхности /п и центральной зоны 1Д
слитка в печи определяли с помощью хромельалюмелевых термо-
пар. В процессе ковки замеры температуры металла на поверх-
ности слитка (поковки) проводили фотоэлектрическим пи-
рометром ОПИР-6, которые фиксировали компенсационным запи-
сывающим устройством.
Нагрузки на двигатели главного привода регистрировали
с помощью ваттметра, а для измерения скорости перемещения
манипуляторов использовали датчики импульсов, стационарно
установленные на РОМ.
Усилие ковки определяли путем измерения упругих деформа-
ций станины ковочного блока машины. Станина ковочного блока
РОМ отлита из стали и состоит из двух половин, симметричных
относительно вертикальной оси, которые скреплены болтами,
испытывающими в процессе ковки усилия растяжения. В каче-
Рис. 4.6. РОМ усилием 10 МН на заводе <Днепроспецсталь>
159
/J, мм
Рис. 4.7. Градуировочный графин иес-
доэы (А — отклонение луча, Р — уси-
лие)
стве упругого элемента, воспринимающего растягивающие напря-
жения, использовали плоскую месдозу, изготовленную из стали
ШХ15 и установленную в месте разъема станины.
На месдозу наклеивали тензодатчики сопротивления по мосто-
вой схеме, сигналы от которых регистрировали на тензостанции
со следующей аппаратурой: прибор питания «ГРАНАТ»; усили-
тель постоянного тока «Топаз-bj избиратели предела Р009, РОЮ;
калибратор канала ПО 29; осциллограф светолучевой 12-каналь-
ный Н117.
Запись осциллограмм проводили на фотобумаге, не требу-
ющей химического проявления.
Градуировку месдозы осуществляли непосредственно на РОМ
усилием 10 НМ с помощью предохранительного гидравлического
клапана, настраиваемого каждый раз на давление, соответствующее
определенному усилию ковки. Момент срабатывания гидравличе-
ского клапана фиксировали с помощью осциллографа, после чего
строили градуировочный график (рис. 4.7).
4.3, ВЛИЯНИЕ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ФАКТОРОВ
Точность при нахождении сопротивления деформации в зна-
чительной степени определяет точность предложенного расчетного
метода. Поэтому сопротивление деформации о8 исследуемых ста-
лей определяли с учетом температуры, степени и скорости дефор-
мации, соответствующих промышленным режимам радиальной
ковки, по пластометрическим данным.
Результаты экспериментальных и теоретических исследований
зависимости энергосиловых параметров от подачи заготовки при
ковке слитка массой 1000 кг из стали Р6АМ5 и слитка массой
625 кг из стали Р9М4К8 по схеме «круг—круг» приведены на
рис. 4.8. Усилие и мощность ковки рассчитывали инженерным
методом.
Из анализа результатов исследований, приведенных выше,
следует, что площадь контактной поверхности с увеличением по-
дачи S растет быстрее, чем изменяется (уменьшается или увели-
чивается) коэффициент напряженного состояния по. Поэтому
усилие и мощность ковки с увеличением подачи также растут.
160
Сопоставление расчетных и экспериментальных данных показало,
что расхождение между ними не превышает 20%.
Усилие ковки слитка из стали Р6АМ5 (d0 = 370 мм, Ad =
= 60 мм), определенное по известным методикам, например при
расчете по формуле Радюченко, Р — 40,5 МН, т. е. расчетное
значение по сравнению с экспериментальными данными (см.
рис. 4.8) завышено в 4,4—10,1 раз.
Следовательно, разработанная методика расчета является бо-
лее точной и ею можно пользоваться при инженерных расчетах
усилий и мощности при ковке слитков (заготовок) на современных
РОМ в исследованных пределах изменения параметров режима
деформирования.
Менее интенсивно усилие ковки растет с увеличением скорости
подачи при деформировании заготовок прямоугольного сечения
(рис. 4.9), по сравнению с деформированием заготовок круглого
сечения. Это связано с тем, что площадь контактной поверх-
ности при обжатии заготовок прямоугольного сечения растет
также менее интенсивно с увеличением подачи, чем при обжатии
заготовок круглого сечения, а коэффициент напряженного со-
стояния на всем исследованном интервале уменьшается. Экспери-
ментальные значения усилия и мощности при радиальной ковке
заготовок прямоугольного сечения наиболее близки к теоретиче-
0 6 12 18 2US,mm
Рис. 4.8. Зависимость усилия Р и
0 6 12 18 Ш,мм/с
мощности ковки от подачи заготовки S
между единичными обжатиями:
О — экспериментальные данные (/ — разброс данных);------------теоретические данные:
1 — усилие ковки, сталь Р9М4К8, dQ — 260 мм, = 40 мм, crg = 186,3 МПа; 2, 3 —
усилие и мощность соответственно, сталь Р6АМ5, dQ — 370 мм, Д</ — 60 мм, os — 166 МПа,
ф — 8°
Рис. 4.9. Зависимость усилия Р и мощности ковки от скорости подачи и заго-
товки:
О экспериментальные значения;-----------теоретические кривые; 1,2 — усилие ковки
(переход D180 — П155 мм, ф = 15°), расчет по методу верхней оценки и инженерном,
методу соответственно; 3—4 — мощность ковки (переход 0180 — Q155 мм, ф = 15°)у
расчет по методу верхней оценки и инженерному методу соответственно
6 П/р В. А. Тюрина 161
ским зависимостям, полученным по инженерному методу (см.
рис. 4.9, кривые 2 и 4). При этом расхождение между расчетными
и экспериментальными данными не превышало 11%. Из сказан-
ного выше, а также на основании проведенных исследований ки-
нематики процесса следует, что ковку заготовок прямоугольного
сечения на всех проходах следует осуществлять с подачами,
близкими к максимальным.
На рис. 4.10 показаны зависимости усилия и мощности ковки
от обжатия заготовки за проход. При деформировании заготовок
круглого сечения усилие ковки с увеличением Ad растет по закону,
близкому к линейному (рис. 4.10, кривая 3). Мощность при ковке
начиная с Ad = 30 мм также растет по закону, близкому к ли-
нейному (рис. 4.10, кривая 2). Наибольшее отклонение экспери-
ментальных данных от расчетных составило 10,8%. Кривые 1 и 4,
полученные при деформировании заготовок прямоугольного се-
чения, имеют один и тот же характер изменения.
С увеличением исходного размера заготовки усилие и мощ-
ность ковки увеличиваются (рис. 4.11). При этом усилие и мощ-
ность ковки при деформировании заготовок прямоугольного
сечения растут значительно быстрее, чем усилие и мощность при
деформировании заготовок круглого сечения. Это связано с ин-
Рис. 4.10. Зависимость усилия Р и мощности ковки от обжатия ДЛ, М заготовки
за проход:
О — экспериментальные значения;---------теоретические кривые; 1 — мощность, ковка
по схеме «квадрат — квадрат», Ло = 200 мм, S — 9 мм, ф — 15°; 2 — мощность, ковка
по схеме «круг — круг», d0 — 200 мм, 3 = 9 мм, ф — 8°, 3 — усилие, ковка по схеме
«круг — круг», d0 = 200 Мм, S = 9 мм, ф = 8°; 4 — усилие, ковка по схеме «квадрат —
квадрат», й0 = 200 мм, S = 9 мм, ф = 15°
Рис. 4.11. Зависимость усилия Р и мощности ковки от размера поперечного
сечения d0, h0 заготовки:
О — экспериментальные значения;-----------теоретические кривые; 1 — мощность,
ковка по схеме «круг — круг», Arf = 50 мм, S = 9 мм, ф = 8°; 2 — усилие, ковка по
схеме «круг — круг», Д</ = 50 мм, S — 9 мм, ф = 8°; 3 — мощность, ковка по схеме
«квадрат — квадрат», ДЛ = 50 мм, S = 9 мм, ф = 15°; 4 — усилие, ковка по схеме «квад-
рат — квадрат», ДЛ = 50 мм, 3 = 9 мм, ф = 15°
162
рис. 4.12. Зависимость усилия Р и мощ-
ности ковки (ов = 166,7 МПа) от угла
наклона <р заходного участка бойка:
/, 2 — мощность и усилие соответственно,
Ло = 200 мм, ДЛ = 50 мм, S = 9 мм; 3 4 ~
усилие и мощность соответственно, Ло«2ОО мм,
ДЛ — 50 мм, S = 30 мм
тенсивным ростом площади кон-
тактной поверхности (с увеличе-
нием Яо) при деформировании за-
готовок прямоугольного сечения
и коэффициента напряженного
состояния. Наибольшее отклоне-
ние экспериментальных данных от
расчетных в данном исследовании
составило 17,5%. Таким образом,
форма поперечного сечения заго-
товки и способ ковки существен-
но влияют на энергосиловые па-
раметры процесса.
На рис. 4.12 изображены графики зависимостей Р и W от
угла наклона заходного участка бойка при деформировании за-
готовок прямоугольного сечения.
Из графиков следует, что с увеличением угла ф усилие и
мощность уменьшаются. Особенно интенсивно уменьшаются уси-
лие и мощность до угла ф = 84-10°. Поэтому угол наклона за-
ходного участка у бойков РОМ должен быть не менее 8°. Такие
бойки используют при ковке заготовок круглого сечения на
РОМ усилием 10 МН. Для того чтобы уменьшить усилие и на-
грузки на двигатели РОМ при деформации заготовок прямо-
угольного сечения применяют бойки с углом ф = 15°.
Целесообразно также опробовать бойки (под круг и под по-
лосу) с углом ф == 20-~26о. Применение таких бойков позволяет
осуществлять ковку с увеличенными обжатиями и подачами, что
повышает производительность процесса. Дальнейшее увеличение
угла ф нецелесообразно, так как в этом случае будет происходить
выталкивание заготовки (tg ф > рт), появятся дополнительные
продольные нагрузки на манипуляторы, которые могут превы-
сить предельно допустимые для данного оборудования.
РОМ модели SXP не имеют силоизмерительных устройств,
однако они имеют предохранительные устройства, при срабаты-
вании которых РОМ автоматически отключается в случае пере-
грузки по усилию и по мощности. У РОМ SXP-55 Ртах = 10 МН,
а ^тах — 1260 кВт (два электродвигателя мощностью 630 кВт).
Неправильно выбранные режимы деформирования могут вызвать
перегрузку машины, что не гарантирует долговременную надеж-
ную работу ее узлов. Кроме того, каждое отключение машины
в момент ее перегрузки приводит к потере производительности
процесса.
6'
163
Таблица 4.3. Параметры крвки
Параметр Обозначение Расчетная формула
Обжатие: абсолютное, мм относительное, % Ad ®к Ad = dfr-di = 300—250 = 50 «к = = 0,166 = 16,6 UQ 300
Степень деформации при единичном обжатии, % / ®ср. к X X 8ср.к = -23^ <,’Р (do-di) X , 2v tg ф пп^ , ( , , . 2и tg ф \ do (<4 + ) X = 2-0-‘22у^^ (300 - 2SO) X О***’ / ,о - 300 + 250 + ^^6» ' =
300^300 — 250 + . 2-60-0,1228-60 \ 4 Г7Л )Х х(250 +±62^60) « 0,0427 = 4,27
164
Продолжение табл. 4.3
Параметр
Обозначение
Расчетная формула
Adnn, 50-4.7,5
2 tg <р “ 60-2.0,1228 ~ *
При и A' (v = 60 мм/с)
_ 1
Л
2
+ arcsin
Время деформации при
единичном обжатии, с
тдк
v tg ф X'
nnrf' 2
X'
1-60
2 л-200
л
2
-j-arcsin
— 2.0,056 х
/60-0,1228.60
Х\ 4-7,5-19
0,056
2
0,056
= 0,0629
Скорость деформации
при единичном обжатии,
с-1
®ср. к
®ср- к 0,0427 n fi_Q
«ср-х--— =0^629" = ’
%дк
Коэффициент дробности
деформации
£дк
вк 0,166
да“ «ср. к “0,0427
3,9
Междеформационная пау-
8а, с
т 1 160 -О
пп, ~ 4-7,5
165
Продолжение табл. 4.3
Параметр Обозначение Расчетные формулы
Усилие ковки, МН Р Р = о? [14,6 — 1,034фо+О,О29 (ф')2 — — 0,000105 (фо)3] IO"3, где фо = 0,0465do 4~ 0,481 Ad -f- 4- 0,309v = 0,0465-300 + 0,481-50 + -Ь 0,309-60 = 56,54 P = 190 [14,6-1,034-56,54-4- 0,029 X X 56,54a — 0,000105-56,54s] 10’s = = 5,67
Мощность пластической деформации, кВт w д Фо = O,O571do + 0,747Ad 4- -4- 0,425v = 0,0571-300 4- 0,747-50 + -4- 0,425-60 = 79,98 Гд = a8 [19,17-1,214ф£ + -4- (0,0248 (ф£)2—0,0000774 (ф£)3] 10"*= = 190 [19,17 — 1,214-79,98 4- 0,0248 x X 79,98a —0,0000774-79,98s] 10”1 = = 781,2
Мощность, потребляемая электродвигателями глав- ного привода, кВт W Гд4- 781,2 4- 80=861,2
Работа пластической де- формации, кДж Лд = ТГдТдк = 781,2-0,0629 = 49,14
Примечание. Фактическое сопротивление деформации о8 = 190 МПа.
Разработанная и экспериментально проверенная в промышлен-
ных условиях методика расчета энергосиловых параметров позво-
ляет с достаточной для инженерной практики точностью опреде-
лить усилие и мощность при ковке заготовок в зависимости от
различных технологических факторов и размеров инструмента.
Примеры расчета усилия, работы и мощности при ковке заготовок круглого
и прямоугольного сечений приведены ниже.
Пример 1. Слиток из стали Р9М4К8 диаметром d0 = 300 мм нагревают до
1150 °C и куют на четырехбойковой (п = 4) РОМ SXP-55 на поковки диаметром
250 мм. Частота вращения заготовки Hi = 7,5 мин”1, частота обжатий N —
= 200 мин*"1, скорость подачи заготовки v = 60 мм/с, угол наклона заходных уча-
стков бойков <р = 7°, длина калибрующих участков бойков /к = 120 мм, размеры
звеньев кривошипно-шатунного механизма: R'= 19 мм, £'= 340 мм, V =
166
Таблица 4.4. Параметры ковки
Параметр Обозначение Расчетные формулы
Обжатие: абсолютное, мм относительное, % ДА ДА' 8П Вп сю Д' [> | яЛ II II II 7^ 1 II 1 § 1 1 п о . _ о ; ъ *э о ° Ю О со о со о
Подача заготовки, мм 5 0 _ 80-60 _ JV 200 ~
Степень деформации при единичном обжатии, % в? ср (1) Bzcp (2) егср (1) ~ S tg <р (Ао — Ах) (Ао + Ai + 25 tg tp) Ар (Ар — Ai+25 tg ф) (Aj 4- 25 tg ф) 24-0,1228(250 — 200) X X (250 -1- 200 + 2-24-0,1228) 250 (250 — 200 + 2 -24 - 0,1228) x X (200 4-2-24-0,1228) = 0,0234 == 2,34 вгср (2) e S tg ф (Ap—A{) (Ap 4- a; 4- 25 tg ф) _ ~ Ao (Ao—a; 4- 25 tg Ф) (AJ 4- 25 tg ф) 24-0,1228(130 —100) (130 4- 4-100 4~ 2-24-0,1228) ~ 130 (130 — 100 + 2-24-0,1228) X X (100 + 2-24-0,1228) = 0,0422 = 4,22
Время деформации при единичном обжатии, с тдп Тдп л bhN _ 50-200 _ . A 2 tg<p “ 2-0,1228-60 678,6 ДЛ'ЛГ 30-200 „ Л1^2tgф 2-0,1228-60 ’
167
Продолжение табл. 4.4
Параметр
Обозначение
Расчетные формулы
При v А (Лг) (v = 80 мм/с)
Тдп~ 2nN- L 2 +
1 - -2Г X
tg ф ; 77
, . X\NR’ l~Kl
-j-arcsin ----------
Время деформации при
единичном обжатии, с
тдп
’дп
4-arcsin
X'
60 Г л ।
“ 2л-200 L 2 +
1- ]/1-2-0,056 х
* /80-0,1228-60
Хк 200-19
* ; о.о5б \
>________:______
0,056
= 0,0262
, 1 Гл ।
тда- 2nN I 2 +
-|-arcsin
X'
60 Г л
~ 2-Л-200 L 2 +
1 — "|/1 — 2-0,056 х
-|-arcsin
<80-0,1228-60
< 20019
J 0^056
1 2
0,056
= 0,0262
168
Продолжение табл. 4.4
Параметр Обозначение Расчетные формулы
Скорость деформации при единичном обжатии, с~* е?ср (1) ё? ср (2) , _ е»ср(1) . 0,0234 гс₽(|) Тдп 0,0262 0,ЙУ .. ^ср(2) 0,0422 »ср(2) - 0,0262 1,Ь
Коэффициент дробности деформации ^ДП &ДП г еП 0,2 ус дп Тдп 0,0262 ~ ’ _ % 0,23 ДП 0,0262 ’
Междеформационная пау- за, с тп т°~ V Тдп— 200 0,0262 — = 0,2738
Коэффициент, учитываю- щий влияние поперечно- го подпора Пу я? = 1,15
Параметр очага деформа- ции тП1 ДА = 50 мм при v < /KW (и == 80 мм/с) _ L _ 1 / ДА Пп' ~ ftcp “ Л0 + Л1 \tg<₽ + । 2р \ = 1 / 50 |. 1 N ) 250 + 200 \ 0,1228 т
Коэффициент, учитыва- ющий влияние: внешнего трения внешних зон внешнего натяжения или подпора ПО По Iff по Я еЛ Я «0=»' «о « II » / + Л V О>|~ _аЭ "S' j3 Л оа н м » « ’о 1 = — о> ь II
169
Продолжение табл. 4.4
Параметр Обозначение Расчетные формулы
Усилие ковки, МН г я т « Г Ад2 —. ЛА [ »4tg4)l 4-^Х v / hp—hi h'a — h\ \ , u. t> ] _ \ tgq> tg ф & , 130 /250 — 200 130 —100 \ ’ 2 V 0,1228 0,1228 / + + 10° 820060 ]10’, = 3'27
Работа пластической де- формации, кДж ЛдП1 x Г i h' ( h* — xL 2tg<p °\ tgф \фА’)+ 5,] = Ы5-Ы7х X 1-1-90-0,1228^^- X z • ZU и г 130»-100» ( 250-200 _ XL 2-0,1228 1 \ 0,1228 _ 130 —100Л 80-60-1001 0,1228 J 1 200 J ’
Мощность пластической деформации, кВт ^ДП1 гиг ^дп1 _ 9*22 __ q ГдП* " Ъп, ~ °-0262 - 35 ’9
Параметр очага деформа- ции ^п2 /^=-^^ = 400 при /K W (v = 80 mm/c) L 1 / । mn’ ” hep ~ Ло + Л; k tg q> +^= ! f...30 , 1 N ) 130 + 100 \ 0,1228 1 _2^“?1 = 1,27 1 200 J '
170
Продолжение табл. 4.4
Параметр Обозначение Расчетные формулы
Коэффициент, учитыва- ющий влияние: внешнего трения внешних зон внешнего натяжения или подпора По п по т по Д «Л Я ПЭ Q Т5 S || я / + Л V о - s а Л / 'А Q 5 Q * И и II II 1 г О у II h
Усилие ковки, МН Р2 VanX°s[ atgq,1 Х = 1,15-1,21-Ь Ь90 Г 130Дх L z*u,izzo х(»«+-“=“) + + 200 1 1°-’ = 3,89 ZUU J
Работа пластической де- формации, кДж ^ДПа лдп.=nXnX°s ‘g ф х Х[\фА1 0 + А° 2 h' ) + 4-Л,^- ] = 1,15-1,21-b1-90.0.1228Х 80-60 Г 130-100 / Х 2-200 L 0,1228 (/°° + + J30-100 4 +2ОТ ^60.] 10_ = = 9,78
Мощность пластической деформации, кВт ^дп2 W == = —У = 373,3 дп« тпп 0,0262 ДП>
Суммарная мощность пластической деформа- ции, кВт ^ДП № =№ 4- W = Ж ДП W ДП1 w ДП, = 351,9 + 373,3 = 725,2
Мощность, потребляемая электродвигателями глав- ного привода, кВт W W = Гдп + = 725,2 + 80 = 805,2
Примечание os = 90 МПа.
171
= R'lL' — 0,056. Требуется определить: 1) усилие ковки Р; 2) работу А и мощ-
ность пластической деформации. Расчетные формулы даны в табл. 4.3.
Пример 2. Заготовку прямоугольного сечения из стали 12Х18Н9Т нагревают
до 1150 °C и куют на четырехбойковой (п — 4) радиально-обжимной машине
SXP-55. Размеры сечения слитка: hQ — 250 мм, = 130 мм. Размеры сечения за-
готовки после деформации: — 200 мм, h{ = 100 мм. Частота обжатий заготовки
N — 200 мин-1, скорость подачи заготовки v ~ 80 мм/с, угол наклона заходных
участков бойков ф == 7°, длина калибрующих участков бойков /к — 120 мм, раз-
меры звеньев кривошипно-шатунного механизма: Я'== 19 мм, £'== 340 мм,
V = R'lL* — 0,056. Требуется определить: 1) усилие ковки Р; 2) работу А и
мощность 1Гд пластической деформации. Расчетные формулы даны в табл. 4.4.
5 основы
ПОСТРОЕНИЯ
режимов ковки
НА РОМ
При создании процессов радиальной ковки решают следующие
задачи:
составление чертежей поковок;
обеспечение экономии металла в результате уменьшения при-
пусков на механическую обработку поковок и напусков;
разработка режимов деформирования, обеспечивающих полу-
чение заданных физико-механических свойств металла и необ-
ходимое качество поковок (точность размеров, шероховатость
поверхности) в условиях требуемой производительности процесса;
выбор исходной заготовки (объекта деформирования).
Рассмотрим некоторые этапы создания процессов горячей
ковки сплошных заготовок на четырехбойковых РОМ.
5.1. ХАРАКТЕРИСТИКА ОБЪЕКТОВ ДЕФОРМИРОВАНИЯ
Наиболее типичные объекты деформирования, применяемые
в кузнечном производстве, — прокатанная заготовка, кузнечный
слиток удлиненной формы и заготовка, полученная на машинах
непрерывного литья (МНЛ). Размеры исходных заготовок и хи-
мический состав металла приведены в табл. 5.1.
Исследовали 9 прокатанных заготовок, 12 непрерывно-литых
заготовок и 4 слитка массой по 1300 кг. Схема вырезки темплетов
Таблица 5.1. Характеристика кузнечных заготовок
Вид заготовки Поперечное сечение, мм Содержание элементов, %
С Si Мп р S
Прокат 220X220 270X270 0,33— 0,40 0,25— 0,37 0,57— 0,71 ‘ 0,016—0,027 0,025— 0,038
Слиток 0 350 0 300 0,30— 0,35 0,26— 0,28 0,58— 0,62 0,012—0,023 0,Ol- О.02
Заготовка, полученная на МНЛ 200X200 0,io- о.12 0,25— 0,37 0,40— 0,55 0,035 0,035
173
и образцов для механических испытаний показаны на рис. 5.1.
Поперечные темплеты (см.рис. 5.1) использовали для изготовления
отпечатков сернистых включений и для горячего травления
и вырезки образцов для механических испытаний. Аналогичные
испытания проводили на продольных темплетах.
В поперечных и продольных темплетах прокатанной заго-
товки, удлиненного слитка и заготовки, полученной на МНЛ,
респределение серы симметрично относительно оси заготовки.
Однако количество сернистых включений у удлиненного слитка
больше, чем у заготовки МНЛ. Кроме этого, V-образная ликвация
более развита в слитке обычной разливки по сравнению с заго-
товками МНЛ.
Макроструктуру и несплошности (трещины, поры, газовые
пузыри и т. п.) выявляли горячим травлением продольных и
1750___________________. II
Рис. 5.1. Схемы вырезки темплетов (а) и образцов (б) для испытания прокатанного,
непрерывно-литого (I) металла и удлиненного слитка (II) на растяжение и удар-
ную вязкость:
0,1 — поперечные темплеты, 2 — продольные темплеты. П, С, О — поверхностная
средняя я осевая эоны вырезкн образцов, U — выточка на образцах
174
Рис. 5.2. Макроструктура исходной про-
катанной заготовки (I) удлиненного слит-
ка (II), непрерывно-литой заготовки (III):
а — поперечные темплеты; б — продольные
темплеты
поперечных темплетов. В литых
заготовках выявлены зоны кри-
сталлизации: мелкозернистая по-
верхностная зона, зона столбча-
тых кристаллов и зона равноос-
ных зерен. Из этих зон затем вы-
резали образцы для механических
испытаний.
В продольных темплетах про-
катанной заготовки отмечены во-
локнистое строение (рис. 5.2) и
тонкие трещины, в поперечных
темплетах — мелкая осевая по-
ристость.
Зоны кристаллизации удлинен-
ного слитка расположены сим-
метрично относительно оси. Мел-
козернистая поверхностная зона
составляет одинаковый по длине
слитка слой толщиной 10 мм.
Зона столбчатых кристаллов рас-
пространяется от поверхности на
расстояние до (1/3) R в донной
и до (1/2) R в подприбыльной
частях слитка. Области в конце
столбчатых кристаллов и осевая
зона слитка наиболее поражены
пористостью; в зоне столбчатых кристаллов отмечены мелкие тре-
щины. 1
Толщина мелкозернистого слоя непрерывно-литой заготовки
10%, а зон столбчатых кристаллов и равноосных зерен соответ-
ственно 60 и 30% поперечного размера; осевая пористость больше
осевой пористости удлиненного слитка и имеет прерывистый харак-
тер. На поперечных темплетах заготовок, полученных на МНЛ, от-
мечены внутренние трещины: перпендикулярные к граням, направ-
ленные к углам слитка, и осевые, расположенные в районе встречи
фронтов затвердевания.
Механические испытания поперечных и продольных образцов
провели на растяжение и ударную вязкость с предельной погреш-
ностью ~6%.
Прочностные характеристики металла (от, ав) прокатанной
заготовки постоянны по всему сечению и не зависят от ориента-
175
dT,ds, МПа
Рис. 5.3. Механические свойства ме-
талла прокатанной заготовки:
------ — поперечные образцы;-------
продольные образцы; П, С, О — поверх-
ностная, средняя, осевая зоны вырезки об-
разцов
Рис. 5.4. Механические свойства метал
ла непрерывно-литой заготовки:
----- поперечные образцы, ------
продольные образцы; Р — зона равно-
осных зерен, С — зона столбчатых кри-
сталлов, П — поверхностная зона
ции испытательных образцов (рис. 5.3). Показатели пластичности
(6, ф) увеличиваются от осевой зоны к поверхности заготовки как
в поперечном, так и в продольном направлениях. Поперечное
сужение у продольных образцов в 2,0—2,5 раза больше, чем
у поперечных, а относительное удлинение — в 1,3—1,8 раза.
Ударная вязкость в поперечном и продольном направлениях
также возрастает от оси к поверхности на 20—30%, причем она
у продольных образцов в 1,6—1,8 раза больше, чем у попереч-
ных.
Прочностные характеристики металла заготовки, полученной
на МНЛ, одинаковы для различных зон кристаллизации и равны
для поперечных и продольных образцов (рис. 5.4). Пластические
свойства в поперечном и продольном направлениях практически
одинаковы для осевой и поверхностных зон, в то время как
176
в зоне столбчатых кристаллов в поперечном направлении они
больше, чем в продольном. Значения б и ф возрастают от зоны
равноосных зерен к поверхности в 1,5—1,6 раза, причем наиболь-
ший скачок наблюдается при переходе от зоны столбчатых кри-
сталлов к поверхностной зоне. Ударная вязкость возрастает от
оси к поверхности примерно в 2 раза, причем в поперечном на-
правлении она несколько ниже, чем в продольном.
Прочностные характеристики металла удлиненного слитка
одинаковы по длине слитка и по зонам кристаллизации в попереч-
ном сечении как для продольных, так и для поперечных образцов
(рис. 5.5, а). Пластические свойства возрастают от зоны равно-
осных зерен к поверхности в продольном направлении в 1,7—
2,1 раза, а в поперечном — в 1,3—3,0 раза. Значения б и ф для
зоны столбчатых кристаллов в поперечном направлении больше,
чем в продольном, что связано с направлением кристаллизации
при охлаждении слитка. Пластические свойства у металла донной
части слитка более стабильны по всему сечению (рис. 5.5, б).
Ударная вязкость почти не зависит от направления испытания
и возрастает от оси к поверхности в 2—3 раза (рис. 5.5, в).
Форму и размеры сернистых включений (сульфидов марганца)
исследовали на микрошлифах, полученных на торцах ударных
образцов. Сульфидные включения в поперечной плоскости про-
катанной заготовки имеют точечную форму, а в продольной
плоскости они вытянуты в направлении прокатки. На рис. 5.6
показано количество сульфидных включений различной длины
(в поверхностной, средней и осевой зонах заготовки). Отмечено
наибольшее количество включений размером до 70 мкм, и они
наиболее вытянуты в средней и осевой зонах.
Сульфидные включения в слитках имеют, как правило, равно-
осную форму. Размер включений — менее 40 мкм, причем макси-
мальное количество их отмечено в зоне равноосных зерен и под-
прибыльной части слитка, где и встречаются микропустоты.
Микроструктура прокатанной заготовки наиболее мелкозер-
ниста в поверхностной зоне; в продольном направлении ярко
выражено ее волокнистое строение. На рис. 5.7 показано измене-
ние величины зерна для поперечных и продольных образцов.
В металле прокатанной заготовки величина зерна уменьшается
от оси к поверхности в 1,4—1,5 раза, но является одинаковой
в поперечном и продольном направлениях (рис. 5.7, а, 5.8, б). Ве-
личина зерна у металла удлиненного слитка увеличивается от по-
верхности к оси, при этом отчетливо выражена видманштеттова
структура (рис. 5.8, в). Величина зерна в металле заготовки, по-
лученной на МН Л, уменьшается в 1,4—1,5 раза от оси к по-
верхности и одинакова в этих зонах для поперечных и продоль-
ных образцов (см. рис. 5.7, б, 5.8, г).
177
Р.ис. 5.5. Механические свойства металла удлиненного слитка в подприбыльной (I), средней (II) и донной (III) частях:
------------------------поперечные образцы;--------продольные образцы. Р, С, П — см. рис. 5.4
178
II
Рис. 5.6. Число п сульфидных включений различного размера Dcp в металле
прокатанной заготовки:
———— — осевая зона; —•— — средняя зона: — —-------поверхностная эона
а) б)
Рис. 5.7. Изменение величины зерна DCpB поперечных сечениях прокатанной (а)
и непрерывно-литои (б) заготовок:
_______поперечные образцы;-----------продольные образцы. Зоны поперечного се-
чения: О — овевая, С — средняя (столбчатых кристаллов), П — поверхностная, Р —
равноосных зерен
179
a.) .. „ J . \
Рис. 5.8. Микроструктура металла объектов деформирования в продольном (а)
направлении средней части удлиненного слитка (в), Х40; в
1 — поверхностная зона; 2 —
180
и поперечном (б) направлениях прокатанной заготовки, X 100; в продольном
поперечном направлении непрерывно-литой заготовки (a), X 100:
средняя эона; 3 — осевая эона
181
5.2. ВЫБОР СПОСОБА РАДИАЛЬНОГО ОБЖАТИЯ
При деформировании заготовки в несколько проходов по
схеме «круг—квадрат—круг» вращение заготовки вокруг оси
проводят в каждом проходе периодически через равные про-
межутки времени, а обжатие заготовки осуществляют при про-
дольном ее перемещении без вращения.
На рис. 5.9 показано, как заготовка в каждом проходе много-
кратно изменяет форму поперечного сечения в очаге деформации
с «круга» на «квадрат» и затем снова на «круг».
Заготовка, зажатая в головках манипуляторов 1 и 2, по мере
поступления в калибрующую часть бойков 3 проходит две стадии
деформирования. Деформирование без вращения заготовки при
продольной подаче ее происходит в зоне / калибрующей части
бойков (вторая пара бойков, лежащая в плоскости, перпендику-
лярной к чертежу, не показана). В зоне II деформирование осу-
ществляется при продольной подаче и вращении заготовки.
Стрелкой указано направление продольной подачи заготовки
в данном проходе. Разделение калибрующей части бойков дли-
ной /К| на зоны I и II сделано на чертеже условно, геометрически
эти зоны не отличаются друг от друга.
Любой участок по длине круглой исходной заготовки (напри-
мер, участок Од) проходит следующий путь деформирования.
В зоне I поперечное сечение участка имеет вид сечения А—А.
При поступлении его в зону II начинается вращение заготовки,
и на выходе из зоны II поперечное сечение участка а$ имеет вид
сечения Б—Б. Затем вращение опять прекращается, но в зоне /
участок, примыкающий к рассмотренному и следующий за ним
(б3), имеет уже круглую форму поперечного сечения, так как
продольная подача не прекращается, и в зоне II этот участок (б3)
не деформируется.
Таким образом, полученная после первого прохода заготов-
Рис. 5.9. Схема ковки поковок по уча-
сткам
ка имеет по длине участки, на
которых деформация происхо-
дила по схеме «круг—круг»
(участки 6lf б2, б3), чередую-
щиеся с участками, где дефор-
мация осуществлялась по схеме
«круг—квадрат—круг» (участки
а19 ^2, Оз, а4). Длина каждого
такого участка /к/2. При после-
дующих проходах эти участки
меняются местами, т. е. накла-
дываются друг на друга, и за-
готовка по всей длине прораба-
тывается по схеме «круг—квад-
рат—круг», причем в итоге по-
сле каждого прохода заготовка
182
Рис. 5.10. Последовательность образо-
вания и обжатия винтового рельефа
при ковке:
П — направление подачи заготовки
Рис. 5.11. Образование винтового рель-
ефа при ковке по схеме «круг — квад-
рат»
имеет круглую форму в поперечном сечении. Это и определяет
высокую производительность процесса ковки.
Обжатие заготовки в бойках с калибрующими участками соче-
тают с формированием в проходах винтообразных выступов и
последующим деформированием заготовки до образования глад-
кой поверхности; подачу заготовки при формировании выступов
осуществляют на 1,1—2,0 длины калибрующего участка бойка.
Операции ковки (рис. 5.10) проводят так же, как и при ковке
по переходам «круг — круг», применяя следующие подачи:
на первых (один, два) проходах Z/ZK < 1;
на промежуточных проходах Z/ZK > 1;
на последнем проходе l/lK < 1.
На первых проходах куют с небольшими подачами для того,
чтобы раздробить литую структуру металла в поверхностной зоне
заготовки, не получив при этом поверхностные дефекты (ковка
с повышенной дробностью деформации). После этих проходов
вокруг центральной зоны заготовки образуется пластичная «обо-
лочка» и в дальнейшем такую заготовку деформируют с большими
единичными обжатиями.
На следующем проходе заготовку диаметром d0 подают в бойки
по направлению стрелки П. Так как подача заготовки при пово-
роте ее на угол, образованный между направлениями перемещения
двух смежных бойков, в этом случае больше длины калибрующего
участка бойка [I — (1,14-2,0) /к], то на поверхности заготовки
183
остаются выступы (не полностью обжатые участки заготовки),
расположенные по винтовой линии. Такая заготовка имеет форму
четырехзаходной винтовой фигуры. На следующем проходе заго-
товку диаметром dx подают по направлению стрелки П, при этом
подача заготовки больше длины калибрующего участка бойка.
При изменении направления продольной подачи заготовки дефор-
мируют образовавшиеся в предыдущем проходе выступы и одно-
временно формируют новые, перекрывающиеся с предыдущими.
Многократно повторяемый процесс формирования и деформации
выступов способствует интенсивной проработке литой структуры
металла в поверхностной зоне заготовки. При этом достигается
высокая производительность процесса.
На последнем проходе заготовку диаметром d2 куют с подачей,
меньшей длины калибрующего участка бойка. В этом случае по-
верхность готовой поковки получается гладкой (без выступов).
Заготовку деформируют бойками за два перехода по схеме
«круг — квадрат — круг», на первом из которых ее подают и пово-
рачивают между единичными обжатиями; обжатие составляет
0,16—0,22 диаметра заготовки, а подача 0,9—1,0 длины калибрую-
щего участка бойка.
Заготовка изменяет форму поперечного сечения в очаге дефор-
мации с «круга» на «квадрат», причем ребра квадратного сечения
расположены по винтовой линии вдоль оси поковки (рис. 5.11).
Формирование квадратного поперечного сечения поковки про-
исходит в зоне калибрующей части бойков (вторая пара бойков,
лежащая в плоскости, перпендикулярной к чертежу, не показана).
Обжатие заготовки за проход, равное 0,16—0,22 диаметра заго-
товки, устанавливают из следующих соображений. При соотно-
шении стороны квадрата а и диаметра d0 описанной вокруг него
окружности d0 = ]/2а = 1,41а получается поковка с острыми
ребрами. Дальнейшая деформация такой заготовки по схеме
«квадрат — круг» может привести к появлению заковов на по-
ковке. Во избежание этого должно выполняться соотношение:
d0 = (1,204-1,26) а. (5.1)
Выбор нижнего предела (d0 — 1,20а) обусловлен тем, что при
меньшем значении коэффициента поковка в поперечном сечении
приобретает форму, близкую к восьмигранной, а не к квадратной.
Ограничение коэффициента по верхнему пределу (d0 = 1,26а)
вызвано необходимостью предотвращения заковов на поковке.
Соотношение (5.1) можно записать в виде:
а = 1,2011,26 = <°-833 °’793>
Обжатие за проход
Ad = d0 — а, (5.3)
т. е. Ad = (0,16-^0,22) d0.
184
Рис. 5.12. Переходы радиальной ковки:
А — слиток; Б, В, В', Г, Д - промежуточные заготовки; Е — поковка
При ковке по предлагаемому способу подача между единичными
обжатиями составляет 0,9—1,0 длины калибрующего участка
бойка.
При подаче менее 0,9 длины калибрующего участка бойка
получается поковка, форма поперечного сечения которой зна-
чительно отличается от квадратного.
Ограничение коэффициента по верхнему пределу (1/1к =1,0)
вызвано необходимостью предотвращения образования недефор-
мированных участков на поковке.
Таким образом, процесс формирования квадратного попереч-
ного сечения по всей длине заготовки осуществляется при ковке
с подачами 0,9—1,0 длины калибрующего участка бойка и обжа-
тиями 0,16—0,22 диаметра заготовки. Это и определяет более
высокую производительность процесса ковки.
Многие положительные качества ковки на РОМ обусловлены
большими углами охвата заготовки инструментом, при которых,
однако, ограничены возможности для потоков вытеснения металла.
Рассмотрим некоторые способы преодоления этого ограничения.
Слиток деформируют одновременно по всему периметру в не-
сколько проходов при его продольном перемещении по схеме
«круг — квадрат — круг»; в промежуточных проходах заготовку
квадратного сечения кантуют на угол 45° и дополнительно раско-
вывают по ребрам на полосу неравностороннего восьмигранного
поперечного сечения с соотношением размеров заготовки в напра-
влении осей симметрии 1 : 1,34-1 : 3,0.
Вначале слиток А (рис. 5.12) расковывают за один—три
прохода на промежуточную заготовку круглого сечения Б до
устранения конусности слитка. Затем промежуточную заготовку
деформируют до получения квадратного сечения В, после чего
кантуют на 45° и в таком положении проковывают на полосу нерав-
185
1
2
Рис. 5.13. Операции ковки заготовки
с вытеснением металла между бойками:
1 — боек; 2 — заготовка
ностороннего восьмигранника
поперечного сечения Г с соот-
ношением размеров ее сечения
в направлении осей симметрии
а : b = 1 : 2,3-Н : 3,0. При этом
одна пара бойков проводит де-
формацию за проход не более
1—2%, создавая подпор, а вто-
рая пара бойков в этот момент
осуществляет деформацию, обес-
печивающую получение полосы
восьмиугольного сечения. Затем
полосу расковывают за один-два
прохода на заготовку квадратно-
го сечения Д, а в последующем
проходе — на поковку квадрат-
ного или круглого сечения заданного размера Е. После кантовки на
45° заготовки квадратного сечения ковку начинают с ребер на нерав-
ностороннюю полосу восьмиугольного сечения при преимуществен-
ной деформации одной парой бойков, что обеспечивает лучшую де-
формационную проработку структуры металла по сечению заготовки
за счет интенсификации потоков металла в очаге деформации.
При ковке полосы неравностороннего восьмиугольного сечения
на заготовку квадратного сечения развитые потоки металла в очаге
деформации также способствуют завариванию имеющихся макро-
пустот в металле и уменьшению неоднородности распределения
избыточных фаз, например карбидной неоднородности в быстро-
режущей стали.
Ковка заготовок на четырехбойковой радиально-ковочной
машине включает многопроходную вытяжку заготовки с кантов-
кой между проходами. В одном из проходов на боковой поверх-
ности заготовки формуют четыре равномерно расположенных по
ее периметру выступа, которые в последующих проходах, после
кантовки на 45°, обжимают с одновременным формированием дру-
гих аналогичных выступов (рис. 5.13). При этом выступы фор-
муют с отношением их высоты к ширине, не превышающим 1,5,
и с отношением ширины полости между выступами к их высоте
не менее 1,1.
В процессе обжатия выступов и одновременного формирования
новых возникают значительные потоки вытеснения металла в попе-
речном сечении заготовки. Направление потоков изменяется
чередованием выступов и полостей, образуемых на заготовке после
кантбвки на 45°. Такой организацией потоков вытеснения металла
достигается последовательное перемещение зон сдвиговых дефор-
186
/
маций в поперечном сечении поковки, и в результате этого улуч-
шается проработка литой структуры металла.
Б.З. ОЦЕНКА ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ВОЗМОЖНОСТЕЙ
И ВЫБОР КОНСТРУКЦИИ ИНСТРУМЕНТА
При конструировании инструмента РОМ требуется в зависи-
мости от поставленной цели определить необходимую форму его
рабочей поверхности и основные геометрические параметры
(рис. 5.14): угол наклона заходного участка бойка ср; длину заход-
ного участка бойка /8; длину калибрующего участка бойка /н.
Конфигурация внутреннего контура бойка, характеризую-
щаяся углом заходного участка ср и другими параметрами, влияет
на неравномерность напряженного состояния, неравномерность
деформации, давление и на условия захвата металла.
Для осуществления обжатия заготовки необходимо обеспе-
чить так называемое условие захвата, при котором металл в про-
цессе деформации будет течь не только в сторону расширения
конуса, образуемого заходными участками бойков, но и в сторону
его сужения: tg ср < р, где р — коэффициент трения между
бойком и заготовкой.
При горячей обработке сталей коэффициент трения р достигает
предельного значения и его можно принять равным 0,5. Следова-
тельно, выталкивание заготовки из бойков будет происходить
при ср > 26,6°. При больших значениях угла ф необходимо при-
нудительно подавать заготовку в бойки, например с помощью
манипуляторов, что предусмотрено не во всех РОМ.
Максимальное обжатие заготовки за проход Admax зависит
от длины /8 и угла наклона заходного участка ф:
Англах = 2/8 tg ф (5.4)
Следовательно, чем больше угол ф, тем меньше проходов понадо-
бится при ковке заготовки, если при этом не будет превышено
допустимое усилие ковки.
На основании разработанной в гл. 4 методики было устано-
влено, что усилие и мощность при радиальной ковке зависят от
целого ряда факторов и геометрических параметров инструмента.
При этом из геометрических параметров инструмента угол на-
клона заходного бойка наиболее существенно влияет на энерго-
силовые параметры процесса. Из графиков, приведенных на
рис. 5.15, следует, что с увеличением угла ф усилие резко
уменьшается до значений угла ф == 8-г-15°. В настоящее время
на РОМ усилиями 3,4 и 10 МН применяют бойки преимущественно
с углом ф = 8°. Увеличив углы наклона заходных участков бойков
на основании исследовайий энергосиловых параметров, можно
значительно повысить производительность процесса за счет боль-
ших обжатий заготовки, если при этом не будет ухудшено качество
поковок.
187
При ковке слитков на РОМ применяют бойки с одним заход-
ным ^ли с двумя заходными конусами (см. рис. 5.14). Рассмотрим,
в каких случаях и какие бойки предпочтительнее применять
с точки зрения повышения производительности процесса про-
тяжки. Принимаем, что длины бойков (L), их калибрующих
участков (/к) и углы <р в обоих конструкциях одинаковы.
Максимально возможное обжатие заготовки за проход Admax
в двухзаходных бойках (см. рис. 5.14) определяют по формуле
(5.4). Максимально возможное обжатие заготовки за проход в од-
нозаходных бойках (см. рис. 5.14, б):
Дятлах — 2/э tg ф. (5.5)
Так как Г3 = 2Z3, то AdAiax == 4/э tg <р или &d'max/kdmax = 2,
т. е. при ковке заготовок в однозаходных бойках можно увели-
чить обжатия за проход в 2 раза, если при этом хватит усилия
и мощности машины.
Производительность процесса ковки в однозаходных бойках
в этом случае будет выше, чем при ковке в двухзаходных, не-
смотря на то, что во втором случае необходимо выполнять после
каждого рабочего прохода холостой проход. Скорость перемеще-
ния манипулятора с заготовкой в холостом режиме в несколько
раз больше, чем скорость рабочего хода.
Рассмотрим для сравнения две схемы ковки заготовки диа-
метром 500 мм, длиной 1500 мм на РОМ усилием 10 МН:
Рис. 5.14. Бойки для радиальной ков-
ки:
а — боек с двумя заходными конусами дли-
ной /3; б — боек с одним заходным кону-
сом длиной /а;
Рис. 5.15. Зависимости усилия Р при
радиальной ковке от угла наклона
заходного участка бойка:
i — d0 — 140 мм, Ad — 40 мм, v = 50 мм/с,
<?в — 140 МПа; 2 — dQ = 50 мм, Ad = 10 мм
v — 10 мм/с, Og = 140 МПа
188
рис. 5.16. Маршруты ковки бойками с дву- мм
мя заходными конусами (а) и бойками с од-
ним ааходным конусом (б):
d — диаметр, L — длина заготовки
1) схема ковки двухзаходными
бойками с максимальными обжа-
тиями за проход (Admax = 50 мм):
круг 0 500 мм -> круг
0 450 мм -> круг 0 400 мм ->
->круг 0 350 мм-^-круг 0 300 мм->
-> круг 0 250 мм круг 0 200 мм;
2) схема ковки однозаходными
бойками с максимальными обжа-
тиями за проход (Admax — ЮО мм):
круг 0500 мм круг 0 400 мм ->
круг 0 300 мм -> круг 0
0 200 мм.
Скорость подачи заготовки v
при рабочем ходе в обоих слу-
чаях постоянна и равна 50 мм/с.
Скорость перемещения манипу-
лятора с заготовкой в холостом
режиме 300 мм/с.
На рис. 5.16 графически изображены схемы ковки двухзаход-
ными и однозаходными бойками. Цифры над стрелками обозна-
чают путь (в миллиметрах), пройденный манипулятором с заго-
товкой за проход. В скобках указано время (в секундах) движения
манипулятора. Из рис. 5.16 следует, что суммарное время ковки
в двухзаходных бойках составляет 536 с, а суммарное время ковки
в однозаходных бойках — 340 с.
Повышение производительности процесса ковки при переходе
на однозаходные бойки в данном случае составляет 36,6%.
Выявленные преимущества однозаходных бойков могут быть
реализованы только при условии достаточной мощности РОМ.
Следовательно, применение однозаходных бойков наиболее эффек-
тивно при ковке заготовок из сталей, имеющих низкое сопроти-
вление деформации при ковочных температурах.
При ковке заготовок из сталей и сплавов с высоким сопроти-
влением деформации металла, когда невозможно осуществить
большие обжатия заготовки за проход, целесообразно применять
двухзаходные бойки. Преимуществом двухзаходных бойков яв-
ляется их большая стойкость, так как деформации подвергаются
поочередно два заходных участка, а не один, что способствует
более равномерному износу всей рабочей поверхности.
В целях повышения- деформационной проработки структуры
металла калибрующие участки одной пары бойков располагают
со стороны заходных участков другой пары, а замкнутый контур,
образованный поверхностями заходных и калибрующих участков,
189
выполняют в форме эллипса, при этом эллипсы оказываются рас-
положенными во взаимно перпендикулярных плоскостях и радиус
кривизны их уменьшается с увеличением величины раствора пары
бойков (рис. 5.17, а).
Заготовку обжимают четырьмя бойками 1—4 (рис. 5.17, а)
одновременно, в промежутках между обжатиями осуществляют
продольную подачу без вращения заготовки. Исходную заготовку
подают и обжимают так, что при заходе в бойки на заготовку
воздействуют калибрующие участки пары бойков 2, 4 с большим
единичным обжатием, чем у заходных участков пары бойков /, 5.
С проходом через бойки единичное обжатие заготовки увеличи-
вается под действием пары бойков /, 5, уменьшаясь под действием
пары бойков 2, 4, и принимает максимальное значение на кали-
брующих участках бойков /, 5. Поперечное сечение поковки ста-
новится эллиптическим. В поперечном сечении заготовки разви-
ваются потоки вытеснения металла с распространением очага
деформации в осевую зону. При этом по мере обжатия заготовки
(без ее вращения) происходит изменение направления потоков
вытеснения металла в поперечном сечении, что способствует интен-
сивной проработке структуры по всему сечению.
После окончания ковки на первом проходе заготовку кантуют
на 90° и подают в бойки в обратном направлении. В течение этого
прохода дважды осуществляется изменение направления потоков
вытеснения металла в поперечном сечении заготовки; на выходе
из бойков поперечное сечение заготовки также эллиптическое.
На последнем проходе окончательно оформляют поковку круглого
поперечного сечения. Для этого в промежутках между обжатиями
проводят продольную подачу с одновременной кантовкой заготов-
ки. С целью уменьшения неравномерности деформации при ковке
малопластичных материалов сопрягающиеся конические поверх-
ности заходного участка бойка выполняют с уменьшающимися
в направлении от калибрующей части углами конусности; отно-
шение углов конусности каждых двух смежных участков может
составлять 1,1—1,8 (рис. 5.17, б).
В процессе ковки заготовку обжимают двумя или четырьмя
бойками в зависимости от конструкции машины, а в промежутках
между обжатиями проводят продольную подачу ее и вращение.
В начале деформирования заготовку располагают в первой зоне
заходного участка, имеющей меньший угол конусности а8, затем
заготовка поступает во вторую зону с ббльшим углом конусности
аа, уже имея форму конуса с углом а8. Это обстоятельство улуч-
шает условия образования развитой (а не локализованной) кон-
тактной поверхности с бойком.
Течение металла в продольном сечении заготовок при ковке
бойками указанной конструкции происходит в несколько этапов,
причем в зону с наибольшим углом конусности, где неравномер-
ность деформации обычно наиболее развита, заготовка поступает
уже предварительно продеформированной и имеющей форму ко-
190
Рис. 5.17. Эскизы бойков (а—ж) для радиальной ковки
191
нуса, соответствующего предыдущей зоне. Это приводит к умень-
шению. неравномерности деформаций.
На бойках для радиальной ковки с заходными и калибрую-
щими участками угол наклона заходных участков в одной паре
бойков ф! = 10—26°, а в другой паре ф2 в 1,5—2,0 раза больше
(рис. 5.17, в).
Четырехстороннее нагружение заготовки с ограниченной сво-
бодой вытеснения металла в пространство между бойками создает
продольный однонаправленный поток вытеснения металла. Раз-
личные углы заходных участков бойков приводят к различию в по-
токах вытеснения металла от действия каждой пары бойков, что
* вызывает появление дополнительных макросдвигов в очаге дефор-
мации и улучшает деформационную проработку структуры заго-
товки.
Без существенных изменений конструкции обычного инстру-
мента для радиальной ковки улучшить проработку литой струк-
туры заготовки можно, сместив одну пару бойков относительно
другой пары в направлении продольной подачи заготовки
(рис. 5.17, г). Величина смещения определяется зависимостью
с = kSN/(2n), (5.6)
где с — смещение; k — коэффициент смещения, равный 0,4—0,8;
S — продольная подача заготовки; N — число ходов бойка
в 1 мин; п — частота вращения заготовки в 1 мин.
Применение инструмента данной конструкции позволяет
создать значительные макросдвиги в очаге деформации и вслед-
ствие этого улучшить структуру металла поковок при небольших
суммарных уковах.
Возможность дальнейшей интенсификации потоков вытесне-
ния металла при ковке инструментом, образующим замкнутый
контур (рис. 5.17, д) состоит в том, что контур, образуемый поверх-
ностями заходных и калибрующих участков бойков, выполняют
в форме ромба, острые углы которого равны 60—75°.
Ковку инструментом такой конструкции ведут обычным обра-
зом. Обжатие проводят четырьмя бойками (рис. 5.17, д) одно-
временно; в промежутках между обжатиями заготовку подают
в продольном направлении с одновременным вращением вокруг
оси. Деформация происходит таким образом, что в заходном
участке бойков заготовка в поперечном сечении получает форму,
близкую к эллиптической, причем оси эллипса практически не
меняют своего положения в пространстве, тогда как заготовка
вращается вокруг своей продольной оси. При этом в поперечном
сечении образуются интенсивные потоки вытеснения металла.
Внутренняя граница очага деформации смещается к осевой зоне
заготовки и при последующих обжатиях с вращением подвер-
гается деформационной проработке. По мере прохождения заго-
товки через калибрующие участки бойков ее поперечное сечение
из эллиптической формы преобразуется в круглую.
192
1
Рис. 5.18. Схемы к расчету параметров радиальной ковки бойком произвольного
контура (а) и бойками с плоскими рабочими поверхностями (б):
1 — боек; 2 — заготовка — нейтральное сечение
В деле улучшения проработки структуры металла важную
роль могут сыграть участки инструмента, предназначенные для
предварительного деформирования заготовки. На этих участках
(рис. 5.17, е) вдоль продольной оси бойка выполняют пазы
переменной глубины, дно которых переходит в рабочую поверх-
ность участка для окончательного деформирования, образуя
с ней угол 140—170°; ширина паза составляет 0,4—0,8 ширины
участка для окончательного деформирования, а угол, образован-
ный стенками паза и его дном, — 120—160°. Пазы в направлении
продольной оси бойка можно выполнить в виде трапеции, обра-
щенной большим основанием к участку для окончательного дефор-
мирования.
В процессе ковки таким инструментом дополнительные потоки
вытеснения металла возникают в тангенциальном направлении.,
способствуя лучшей проработке структуры металла.
На рис. 5.17, ж представлена еще одна конструкция инстру-
мента для ковки на РОМ, позволяющая интенсифицировать потоки
вытеснения металла в условиях четырехстороннего обжатия в по-
перечном сечении заготовки.
Скоростные условия процессов ковки описывают тремя пара-
метрами: скоростью деформирования, скоростью перемещения
металла и скоростью деформации.
Проанализируем особенности скоростного режима пластиче-
ской деформации при ковке на РОМ, а также влияние размеров
и формы очага деформации на скоростные характеристики.
Исходная зависимость для определения скорости деформации в любой точке
или сечении очага деформации может быть записана уравнением
где 8 — степень деформации; т — время деформации,
7 П/р В. А. Тюрина 193
Представим пластическое течение металла в бойках произвольной конфигу-
рации по схеме ковки полосы на РОМ (рис. 5.18, а). Определим среднюю скорость
течения металла их через сечение Fx из условия равенства секундных объемов:
UxBiHq dx = vIHq dx, ux == , У i (5-8)
где I — длина контактной поверхности; v — скорость перемещения бойка; ширина полосы; yt — текущее значение высоты полосы. Степень деформации можно приближенно определить из выражения: Яо-
(5-9)
где ffQt — текущая высота полосы в начальный момент деформации.
Получаем:
Bi = Boi (1 + е). (5.10)
Подставим (5.10) в (5.8):
lv (5.П)
U” B„t(i+^ ’
откуда
Zt> . 8 = 1. (5-12)
Принимаем
8= f [х (т) ]. (5.13)
В этом случае из уравнения (5.7) следует, что
ds dx 8®e dx du (5-14)
Поскольку
dx dx (5.15)
TO
. ds
8® « ua —j. dx (5.16)
В уравнение (5.8) входит Z, которое в общем случае равно: х
1 = J 1 + в '( 1 + Йг dx’ (5.17)
0
где у\ и у'ы — производные от функций yt и
Под интегралом может быть функция yt и функция у&, так как они описывают рабочую поверхность бойка, перемещение которой в процессе деформации про-
исходит параллельно ее начальному положению, т. е. yt — yot — с.
Подставляя (5.17) в (5.12), получим: X
° (Vl+Bi‘ ,х х J 1 п 1 \
о = *0 1 — П 1 1/ 1 I ,/« Яу 1 1 1 (5.18)
'•Xq /
194
Раскроем зависимость
(х
У’+₽й + J Vi+РЙ л(“Ж") ДйГ П5“+
»0
+ j Ю+₽Й (-^)тг|-
«о '
Подставляем (5.19) в (5.16):
Vl+s'at 1 dg<,i f i/ —,--т- ,
8« = ° ----------J У1+?« dX~
ХО
X
x9
Из уравнения (5.8), если в него подставить (5.17), следует, что:
(5.19)
(5.20)
j V^+Sat <b
«м = ^------------8. (5.21)
И
Тогда
dux v
dx д]
х
V1 +Й< в> — "ЗГ У 1 +»й ** •
Хо
(5.22)
Подставим (5.22) в (5.20):
j V 1 + ffoi
6к * Ч К
j dffoi (* , /-j- 1
fa <1* JVi+^ dx-^
x9
X
V1 +Boi St —37- У /1 +»Й <**
Xo
х
Jv 1 dx
х0
(5.23)
Лалеъ подставим (5.21) в (5.23):
®” - it “ЗГ 5 У1+{,о' dx (уг Sol ) • (б,24)
Х9
После подстановки выражения yi = gQi — с, где о= vnt получим:
х
ix = вЫу<>1-™) I У1+у®‘ dx‘ (5’25)
Хо
Из уравнения (5.25) следует, что скорость деформации в направлении про-
дольной оси заготовки зависит от скорости деформирования, времени деформиро-
вания и геометрии рабочей поверхности бойка.
При подстановке в уравнение (5.25) т == 0, получим ё = 0.
При от = yot получим, что в оо, т. е. сжатие полосы до нулевого размера.
7* 195
Процесс пластической деформации при радиальном обжатии
будет более благоприятным, если скорость деформации на зна-
чительном участке очага деформации будет постоянной. Это тре-
бование можно обеспечить при условии применения инструмента
со специальным профилем.
Для того чтобы выполнить это требование, необходимо решить задачу: ==
= 8 = Const, ИЛИ
X
. dff (* 1/--------
80 = Sai (Sai-™) "dT J 1 ***•
«0
(5.26)
Точное решение уравнения (5.26) связано с большими математическими труд-
ностями.
Если известен закон изменения профиля инструмента, то из уравнения (5.26)
можно найти е.
Рассмотрим процесс деформации заготовки бойками с плоской рабочей по-
верхностью (рис. 5.18, б). Уравнение прямой ab можно записать в отрезках
, Уог 1
а “Г b
или
Атт х
= xtgcp,
(5.27)
где hn — высота полосы в нейтральном сечении; ф — угол наклона заходного уча-
стка бойка.
Высота полосы в нейтральном сечении определяется из условия равенства
нормальных напряжений oj = оц на контактной поверхности (по Е, П. Уни-
сону):
Ag/п jhnlh) । Ан/Д (Ан/А) о __ л /ц оя\
где Н, h — максимальный и минимальный размеры сечения полосы в очаге де-
формации соответственно.
Уравнение (5.20) решают приближенными методами с применением ЭВМ
и строят график функции Ан/А = f (H/ti), который после аппроксимации может
быть представлен уравнением:
Ан == 0,375Я + 0,65А. (5.29)
Время деформации т можно определить по формуле
где Vi — скорость подачи заготовки; п — число бойков; — частота вращения
заготовки.
Подставив в (5.25) значения (5.27) и (5.30), получим:
8Х —
Ад
2
wi tg2 ф ~|/1 4- tg2 <р х
xtg(p)2 —
pi tg Ф \
ПИ! )
(5.31)
Уравнение (6.25) при ёх = е = const можно представить в виде функции
Ф = Ф (х).
196
Рис, 5,19. Построение профиля заход-
ных участков бойков для радиальной
ковки в условиях минимальной нерав-
номерности деформации
Тогда, задавая значения х, определим значения углов ф, при которых ёю =
= const (рис. 5.19).
Соединив точки пересечения кривых, получим профиль бойка, обеспечиваю-
щий минимальную неравномерность деформации (А. с. 933170 СССР).
5.4. СОГЛАСОВАНИЕ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ФАКТОРОВ
5.4.1, Регулирование распределения деформаций
Эксплуатация первых мощных РОМ показала, что качество
металла поковок, полученных ковкой на РОМ из слитков инстру-
ментальных быстрорежущих сталей по схемам и режимам, раз-
работанным на основе зарубежного опыта, не всегда удовлетво-
ряет требованиям по карбидной неоднородности. При этом в осе-
вой зоне поковок качество металла может быть значительно хуже,
чем у поверхности.
Схема течения металла при ковке на РОМ характеризуется
ярко выраженным продольным потоком вытеснения и незначи-
тельным вытеснением металла в радиальном направлении, что
в сочетании с малой степенью деформации при единичном обжа-
тии заготовки (в — 1-f6%) не позволяет развить макросдвиги.
В результате этого карбидная сетка в осевой зоне поковки даже
при больших уковах практически не разрушается, а только вытя-
гивается в направлении продольной оси заготовки.
Одной из задач, решаемых при построении технологического
процесса ковки на РОМ слитков из специальных сталей и сплавов,
является установление деформационных условий, обеспечиваю-
щих необходимую проработку литой структуры металла, в част-
ности изучение местных деформаций с помощью координатных
решеток и интенсификацию макросдвигов. Методы получения
координатных решеток и их обработка изложены в гл. 2.
Для процесса протяжки на РОМ в условиях радиального четы-
рехстороннего обжатия заготовки с ограниченной свободой уши-
рения металла можно считать, что вдоль оси заготовки деформа-
ции удлинения монотонны.
Размеры элементов координатной решетки выбирают такими,
чтобы для исследованного диапазона средних обжатий деформи-
197
Рис. 5.20. Распределение интенсивно-
сти деформаций по диаметру d попе-
речного сечения заготовки:
1 — поверхностная вона; 2 — вона на рас-
стоянии 1/2 радиуса; 3 —- осевая вона
Рис. 5.21. Распределение интенсивно-
сти деформаций 8/ по сечению поковок»
откованных с различными обжатиями:
R — расстояние от оеи поковки; 1 >— по-
ковка, откованная с обжатиями 25 мм ва
проход; 2 — поковка, откованная с обжа-
тиями 50 мм ва проход
рованное состояние было близко к однородному в окрестности
рассматриваемого элемента.
Проведенный анализ геометрического очага деформации при
единичном обжатии позволяет выделить три основных параметра,
наиболее сильно влияющих на распределение местных деформаций
в поковке: геометрический параметр очага деформации тк =
= LldcV, относительную подачу заготовки (коэффициент формо-
изменения) ск = ///к, усредненное обжатие заготовки за про-
ход еп. Рациональные сочетания этих параметров позволяют
обеспечить требуемую деформационную проработку металла по
всему поперечному сечению заготовки при максимальной произ-
водительности радиальной ковки.
Деформированное состояние металла исследовали в поковках,
откованных из заготовок диаметром 70, 300, 450 мм на двух маши-
нах усилием 1,25 и 10 МН. Заготовки ковали по переходам «круг —
круг» до укова 4, при одинаковых параметрах /пк, вк и еп. На
РОМ усилием 10 МН деформировали заготовки диаметром 300
и 450 мм, а на РОМ усилием 1,25 МН — заготовки диаметром
70 мм. Из полученных данных (рис. 5.20, а) следует, что исход-
ный диаметр заготовки практически не влияет на распределение
интенсивности деформаций в поперечном сечении поковки при
укове 4.
Рассмотрим как влияют обжатие и подача на распределение
местных деформаций (табл. 5.2).
Первая серия экспериментов выполнена на заготовках с коор-
динатными решетками, полученных методами порошковой метал-
лургии. Методика расчета рациональных режимов деформирова-
ния дает возможность определить максимальное (по энергосило-
вым возможностям машины) обжатие заготовки за каждый про-
ход. Конструкция используемых на РОМ SXP-55 бойков позво-
ляет проводить абсолютные обжатия за проход не более 70 мм.
198
Исследования, проведенные на заготовках диаметром 300 мм
с координатными решетками, прокованных с абсолютными обжа-
тиями за проход 25 и 50 мм, показывают (рис. 5.21), что с увеличе-
нием обжатия за проход при ковке по схеме «круг — круг» интен-
сивность деформации в осевой зоне поковки увеличивается на
3,3%, а в подповерхностной зоне снижается на 2,2%. Однако
увеличение абсолютных обжатий за проход в 2 раза не приводит
к существенному росту деформаций в осевой зоне поковки.
Вторую серию экспериментов проводили на литых заготовках
с осевым отверстием. Исследование закрытия цилиндрических
осевых отверстий осуществляли на полых заготовках из стали
ШХ15, полученных методом ЭШП^ имеющих наружный диаметр
250 мм и диаметр осевого отверстия 130 мм. Заготовки нагревали
в кольцевых печах до 1180 °C. Ковку проводили на РОМ усилием
10 МН, варьируя обжатие Ad за проход (20 мм, 40 мм, 60 мм).
После деформации и отжига из поковок вырезали поперечные
темплеты» на которых затем замеряли диаметры осевых отверстий.
Таблица 5.2. Относительная неравномерность местных деформаций
при ковке заготовок с координатными решетками по различным
технологическим схемам
Схема ковки Уков к Относительная неравномерность деформации фн Ср едняя отно- сительная не- равномерность деформ ации Фн. ср
Круг — круг, ///к < 1 (РКМ) 5,0 7,8 18,0 0,120 0,073 0,076 0,090
Круг — круг, l/lR > 1 (РКМ) 18,0 0,114 0,114
Круг — квадрат — крут, l/l„ < 1 (РКМ) 18,0 0,280 0,280
Круг — квадрат — полоса — квадрат — круг, lllK<Z 1 (РКМ) 18,0 0,022 0,022
Круг — круг, l/lK < 1 (РКМ -J- молот) 28,0 36,0 43,8 0,129 0,062 0,128 0,106
Круг — круг, l/lK < 1 (РКМ + пресс) 26,0 0,025 0,025
Круг — круг (пресс) 2,5 5,2 9,0 0,370 0,480 0,310 0,320
199
Рис. 5.22. Зависимость коэффициента закрытия полости р8 от коэффициента
вытяжки рв поковки. Обжатие за проход:
1 — е = 60; 2 — в = 40%; 3 — 8 = 20%
Рис. 5.23. Зависимость относительного
угла смещения р/йт стержня коорди-
натной решетки вдоль поковки от ко-
эффициента вытяжки р,в:
1 — поверхностная зона; 2 — вона на рае-
стоянии 1/2 радиуса
Степень закрытия осевого отверстия оценивали по формуле
D2
г — н. о
1 “"’7)2 й ’
ик. оГв
где DH. 0, DK. 0 — начальный и конечный диаметры осевого
отверстия, мм; р>в = (D2n,e — DI. o)/(Dl. 8 — DI. 0), Da. 8, DK. 8—
начальный и конечный диаметры заготовки.
Представим в виде:
Р2н оРк о)
В. О \ К. о К. О/ __ Л
оР1 в“Р1 о)
п.. и у н« о н. и/
(5.32)
Запишем отношение: DH. 8/DH. 0 = А, где А — удвоенная тол-
щина стенки полой заготовки (трубы). Подставив А в (5.32) и про-
ведя соответствующие преобразования, получим:
= У (А2 - 1)С1+ 1. (5.33)
^К.О
Рассмотрим выражение (5.33).
При Сх ~ 1 получаем DK. a/DK. 0 — А, т. е. толщину стенки
полой Заготовки после деформации. Это значит, что относитель-
ный диаметр осевого отверстия 1/А не изменился.
При сг < 1 и Cj ~>0, т. е. происходит утонение стенки полой
заготовки — диаметр отверстия увеличивается.
При сг > 1 и Ci со DK> 3/£)к. о -> оо, a DK. о 0. В этом
случае толщина стенки растет— происходит закрытие осевого
отверстия.
200
Заготовки ковали по схеме «круг — круг» с абсолютными обжа-
тиями за проход 20, 40 и 60 мм (рис. 5.22). Независимо от абсолют-
ного обжатия за проход, для закрытия осевого отверстия, имею-
щего относительный размер DH. о/^н. з = 0,424, необходим у ков
не менее 3,25. Коэффициент сг = DL 0/(D|. ор>в) показывает
степень уменьшения (сх > 1) или увеличения (cL < 1) осевого
отверстия.
При деформации заготовок с осевым отверстием на РОМ при
различных исследованных значениях вытяжек рв осевое отвер-
стие закрывается. При этом с ростом абсолютного обжатия за
проход при одних и тех же уковах отверстие закрывается на про-
межуточных проходах интенсивнее (кривая 1 лежит выше кри-
вых 2 и 3, а кривая 2 — выше кривой 5). Форма отверстий на
всех этапах его закрытия была близка к круглой.
Таким образом, на основании проведенных промышленных
экспериментов установлено, что при ковке на РОМ усилием 10 МН
по схеме «круг — круг» происходит интенсивное закрытие имею-
щихся в заготовке центральных отверстий в исследованном диа-
пазоне абсолютных обжатий.
Ковку на РОМ наиболее часто проводят по схеме «круг —
круг». При этом, как было установлено при исследовании кине-
матики процесса, деформацию можно осуществлять в таких усло-
виях (Z > ZK), когда при каждом единичном обжатии происходит
дополнительное смещение металла в тангенциальном направле-
нии. Накопление этих смещений приводит к «закручиванию»
макроструктуры металла поковки относительно ее продольной
оси.
«Закручивание» элементов координатной решетки оценивали
с помощью относительного угла смещения стержня координатной
решетки вдоль оси поковки $/hm) и угла смещения стержня
координатной решетки в поперечном сечении поковки (у3).
На рис. 5.23, 5.24 показаны зависимости fi/hm и у3 от укова
при ковке заготовок с относительной подачей Z/ZK = 0,24-0,3.
С увеличением укова заготовки показатели $/hm и у3, характе-
ризующие «закручивание» элементов координатной решетки, уве-
личиваются. Это происходит вследствие суммирования деформа-
ций в тангенциальном направлении.
На рис. 5.25 показаны зависимости p//im и у3 от относитель-
ной подачи Z/ZK заготовки (р>в = 4). Установлено, что закручива-
ние элементов координатной решетки при Z/ZK < 1 остается прак-
тически без изменения, а при Z/ZK >1 — увеличивается. Это
объясняется тем, что при Z/ZK > 1, как было показано выше, на
поверхности поковки формируются выступы, расположенные
по винтовой линии, которые на следующем проходе подвергаются
деформации как в радиальном, так и в тангенциальном направле-
ниях. С увеличением отношения Z/ZK высота и ширина выступов
увеличиваются, следовательно, увеличиваются объемы металла,
смещенные в тангенциальном направлении, и, как накопление
201
Рис. 5.24. Зависимость угла смещения
Уз координатной решетки в попереч-
ном сечении поковки от коэффициента
вытяжки рв:
И поверхностная зона; 2 — зона на рас-
стоянии 1/2 радиуса
Рис. 5.25. Зависимость угловых дефор-
маций от относительной подачи заго-
товки:
/ — поверхностная зона; 2 — зона на рас-
стоянии 1/2 радиуса; (3/й,г у3 — см. рис.
6.23 и 5.24; CR — коэффициент формоиз-
менения
этих явлений, растет закручивание элементов координатной
решетки.
В работе [22] показано, что процесс ковки с закручиванием
макроструктуры по винтовой линии может изменить ориентацию
осей анизотропии металла в поверхностном слое поперечного
сечения поковки на 27—30°. Это приводит к повышению механи-
ческих свойств металла в тангенциальном направлении. В неко-
торых случаях удается получить «закручивание» волокон металла,
ориентация которых соответствует направлениям наибольших
напряжений, что обеспечивает наилучшие условия эксплуатации
изделий. ,
Значительная часть поковок из быстрорежущих сталей, полу-
ченных на РОМ, предназначена для изготовления режущего
инструмента, в том числе фрез, которые при эксплуатации испы-
тывают основные нагрузки в тангенциальном направлении. Сле-
довательно, применение специальной схемы ковки с закручива-
нием элементов макроструктуры металла может повысить меха-
нические свойства металла в тангенциальном направлении.
Проведенные эксперименты при ковке заготовок с координат-
ными решетками по схеме «круг — круг» показывают, что интен-
сивность местных деформаций до укова 18 незначительно отлича-
ется от максимальной главной деформации:
= (1 - 1,02) е8,
202
Рис. 5.26. Распределение интенсивности деформаций 8г- по радиусу Я поперечного
сечения поковки:
i - Цв = 1,2; 2 ~ ИВ = 1,7; 3 - = 2,4; 4 - нв = 4,2; б - цв = 5,0; 6 - ив =
= 7,8; 7 - ив = 16,3; 8 - цв = 18
т.' е. с погрешностью не более 2% можно принять, что интенсив-
ность деформации равна максимальной главной деформации,
а процесс радиальной ковки для рассмотренного случая осуще-
ствляется в условиях, приближенных к осесимметричной дефор-
мации. Из графиков распределения интенсивности деформации
по сечению поковок откованных на РОМ по схеме «круг — круг»
в вырезных (рис. 5.26, 1—4) и плоских (рис. 5.26, 5—8) бойках
видно, что интенсивность деформации в осевой зоне поковки
ниже чем у поверхности, даже при укове 18. Причем начиная
с укова 5 разность сохраняется примерно на одном уровне
(рис. 5.27).
Из полученных результатов
исследования следует, что при
любых режимах деформирования
интенсивность деформации в цен?
тральной зоне поковки ниже, чем
у поверхности. А так как интен-
сивность деформации примерно
равна максимальной главной
деформации, то и деформация
поверхностных слоев металла
Рис. 5.27. Зависимость интенсивности
деформаций 8/ от коэффициента вы-
тяжки рв:
1 — поверхностная эона поковкиз 2 — зона
на равввоянии 1/2 радиува; 3 — овевая зона
Таблица 5.3. Карбидная неоднородность и механические свойства
поковок из быстрорежущих сталей, полученных радиальной ковкой
Марка стали Форма сече- ния, масса слитка, кг Размер попереч- ного се- чения по- ковки, мм Место вы- резки об- разца 1 Балл карбид- ной неод- нород- ности Предел проч- ности при изгибе 2, МПа Ударная вязкость КСИ 2, кДж/м2
Р6АМ5 Круглая; 1000 125 5 ММ 5 2921 2161 163 80
1/2 радиуса 7 2689 1402 147 60
В центре 8 2584 1250 120 45
Р12МЗФ2К5 То же 130 5 мм 5 — —
1/2 радиуса 7 — —
В центре 8 — —
Р12МЗФ2К8 Круглая; 600 120 5 мм 6 — —
1/2 радиуса 8 — —
В центре 8 — —
1 Расстояние от поверхности.
? В числителе приведены механические свойства образцов, вырезанных вдоль
оси поковки, в знаменателе — образцов,вырезанных в поперечном направлении.
больше, чем деформация центральных. В результате недостаточ-
ной деформации центральной зоны поковки, а также вследствие
однозначного течения металла вдоль оси поковки (без достаточ-
ного уширения) [5] проработка внутренних слоев литой струк-
туры металла при ковке по схеме «круг—круг» хуже, чем поверх-
ностных слоев. Качество металла (макро- и микроструктура)
изготовленных на РОМ по схеме «круг—круг» поковок диаметром
более 100 мм из быстрорежущих сталей некоторых марок не
всегда отвечает требованиям по карбидной неоднородности. Анализ
полученных данных показывает, что металл по сечению поковок
имеет существенные различия по уровню механических свойств
и качеству микроструктуры (табл. 5.3).
Таким образом, регулирование распределения деформаций
имеет большое практическое значение и выражается в разработке
технологии ковки на РОМ, обеспечивающей получение заданных
204
местных деформаций, согласованных с особенностями макрострое-
ния слитков из быстрорежущих сталей.
Требуемое потокообразование и распределение деформаций
в объеме заготовки обеспечивают на основе конструирования
конфигурации очага деформации, создания определенных гранич-
ных условий и разработки способов ковки для реализации пер-
вых двух условий.
Используя изложенные в работе [22] научные основы ре-
гулирования и управления пластическим течением металла в ма-
крообъектах, построим схемы течения для известных способов
радиальной ковки заготовок прямоугольного и круглого попереч-
ных сечений (рис. 5.28, схемы 1—5). Известные схемы течения не
обеспечивают высокое качество металла вследствие недостаточно
интенсивных потоков вытеснения его в поперечном сечении по-
ковки.- Это подтверждается большой неравномерностью деформа-
ции по сечению поковки (в центральной зоне поковки деформации
значительно меньше, чем в поверхностной) и недостаточной де-
формацией в зонах, расположенных на расстоянии 1/2 радиуса
от центра поперечного сечения поковки.
Новые схемы течения металла показаны на рис. 5.28
(схемы 6—10),
Предписанные однонаправленные касательные потоки Z (см.
рис. 5.28, схема 6) реализуются в очаге деформации при ковке
с относительной подачей 1/1к >1. В результате однонаправлен-
ного накопления результатов несимметричного течения появ-
ляется «закручивание» волокон металла относительно продольной
оси поковки.
Другим средством улучшения деформационной проработки
литой структуры металла является интенсификация макросдви-
гов в результате создания несимметричных предписанных пото-
ков (см. рис. 5.28, схемы 9, 10).
Развить зоны макросдвигов можно, создавая знакопеременные
потоки вытеснения металла в плоскости поперечного сечения за-
готовки (см. рис. 5.28, схемы 7, 8).
Разработанные схемы течения металла применяют при по-
строении новых способов ковки.
На рис. 5.29 схематично изображены пять реализованных
способов ковки, из которых три (способы 2, 4, 5) разработаны
впервые.
Наиболее распространен способ радиальной ковки 1 отно-
сительной подачей l/lK < 1. При этом форма поперечного сечения
заготовки на протяжении всего процесса остается круглой (см.
рис. 5.29, способ ковки 1).
Способ ковки 2 отличается от способа 1 относительной по-
дачей заготовки (Z/ZK >1). Однако при ковке с увеличенной по-
дачей (Z > ZK) на поверхности заготовки формируются выступы
(не полностью обжатые участки). Поперечное сечение заготовки
на промежуточных проходах по форме напоминает квадрат, а сама
205
Рис. 5.28. Схемы течения металла:
I—g — старые схемы; б—10 — новые схемы; U предписанный поток, Q — поток вы-
т ее нения; Z — предписанный касательный поток; Т — сила трения
206
in ш
Рис. 5.29. Изменение формы поперечного сечения исходной (I), промежуточной
(II) и конечной (III) заготовок:
1—б — способы ковки (Л 3, 4, 5 — I < /R, 2 ~ /к)
207
заготовка — четырехзаходное сверло (рис. 5.30). Разработанный
способ ковки обеспечивает эффективное закручивание волокон
металла, что подтверждается результатами исследования деформи-
рованного состояния (см. рис. 5.25).
Улучшить проработку литой структуры металла можно, при-
менив способ ковки заготовок по схеме «круг—квадрат—круг»
(см. рис. 5.29, способ 3). Для этого на промежуточном проходе
формируют заготовку, имеющую в поперечном сечении квадрат.
На следующем проходе обжимают углы квадрата без вращения
заготовки, а затем куют с промежуточными кантовками и полу-
чают заготовку круглого сечения.
Ковку заготовок по способу 3 осуществляют также без обжа-
тия ребер на промежуточной заготовке квадратного поперечного
сечения. Этот способ ковки обеспечивает более эффективное за-
кручивание волокон металла в поверхностной зоне, чем при
ковке по способу 2. Однако при ковке по схеме «круг—квадрат—
круг» без промежуточного обжатия ребер на поверхности поковки
образуются заковы.
Способ ковки 4 (А. с. 912377 СССР) разработан с целью уве-
личения местных деформаций в осевой зоне заготовки. Организа-
ция предписанных макросдвигов в очаге деформации при обжатии
заготовки квадратного сечения по ребрам на полосу восьмиуголь-
ного поперечного сечения позволяет интенсивно проработать
литую структуру металла в осевой зоне при минимальном раз-
витии потоков вытеснения.
Ковку по способу 4 осуществляют в следующей последова-
тельности. Вначале слиток круглого поперечного сечения куют
за один—три прохода по схеме «круг—круг» (способ ковки 1)
на промежуточную заготовку круглого сечения до устранения
конусности слитка. Первый этап ковки дает возможность полу-
чить на заготовке поверхностный слой металла, способного вы-
держать при дальнейшей обработке большие знакопеременные
деформации. На втором этапе ковки получают промежуточную
заготовку квадратного сечения, после чего ее поворачивают на
угол 45° и в таком положении проковывают на полосу неравно-
стороннего восьмиугольного сечения с соотношением размеров
в направлении осей симметрии а : Б ~ 1 : 1,3^1 : 3,0. При этом
одной парой бойков осуществляют деформацию за проход не
более 1—2%, а второй парой бойков в этот же момент проводят
основное обжатие. Полученную полосу проковывают за один-два
прохода на заготовку квадратного сечения, а в последнем про-
ходе — на поковку квадратного или круглого сечения заданного
размера.
Наиболее интенсивная деформационная наработка литой струк-
туры металла достигается в процессе ковки промежуточной
заготовки квадратного сечения на полосу восьмиугольного по-
перечного сечения и при обжатии ребер квадратной заго-
товки.
208
Рис. 5.31. Распределение интенсивно-
сти деформаций ег- по радиусу 7? попе-
речного сечения поковки при различ-
ных способах (7—5) ковки:
заготовка диаметром 450 мм, сталь
Р6М5К5-МП, коэффициент вытяжки |ЛВ
= 18,0
Пр, т/ч
Рис. 5.32. Зависимость производитель-
ности Пр процесса при ковке слитков
различной массы от коэффициента
вытяжки рв:
----------способ Г, ------- — способ 2',
1,2 — слитки круглого сечения массой 1000
и 600 кг соответственно; 3 — слиток квад-
ратного сечения массой 625 кг
Эффективным средством изменения глубины проникновения
пластических деформаций при ковке является регулирование
потоков вытеснения металла. В частности, ковкой по способу 5
(А. с. 100398 СССР) (см. рис. 5.29) можно добиться лучшей де-
формационной проработки металла по всему поперечному сече-
нию заготовки, чем ковкой по способам 1—3.
Для оценки эффективности приведенных на рис. 5.29 способов
ковки исследовали итоговый деформационный эффект протяжки
заготовок с координатными решетками.
При ковке заготовок по способу 1 (рис. 5.31, кривая 1) интен-
сивность деформаций в осевой зоне поковки значительно ниже,
чем в поверхностной. При этом независимо от укова неравно-
мерность деформаций в поперечном сечении поковки сохраняется
примерно на одном уровне. Средняя относительная неравномер-
ность деформации <рн = 0,090 (см. табл. 5.2).
Интенсивность деформаций при ковке по способу 2 (рис. 5.31,
кривая 2) выше, чем при ковке по способу 1 в зоне, отстоящей от
оси поковки на расстояние 0,55—1,0 радиуса ее поперечного
сечения. Несмотря на то что неравномерность деформации при
ковке по способу 2 больше, чем при ковке по способу 1 (<рн =
= 0,114), этот способ позволяет эффективно «закрутить» макро-
структуру заготовки в поверхностной зоне поковки относительно
ее продольной оси.
Из всех опробованных способов ковки относительная нерав-
номерность деформации имеет наибольшее значение (<рн = 0,280)
209
при ковке заготовок по ехеме «круг—квадрат—круг» (см. рис. 5.31,
кривая 5).
При ковке заготовки квадратного сечения обжатия ребер
осуществляют е кантовками после каждого единичного обжатия,
что способствует возникновению значительных касательных пред-
писанных потоков и увеличению интенсивности деформации в по-
верхностной зоне поковки.
Разработанный способ ковки через промежуточную полосу
восьмиугольного поперечного сечения (рис. 5.31, кривая 4) обе-
спечивает в поковках диаметром 107—113 мм наименьшую отно-
сительную неравномерность деформаций по сечению (<рн = 0,022),
при этом интенсивности деформаций в осевой и поверхностной
зонах поковки находятся практически на одном уровне. Увели-
чение деформаций в осевой зоне поковки (по сравнению с ковкой
по способам 1—3) стало возможным в результате интенсификации
макросдвигов путем создания несимметричных предписанных по-
токов (рис. 5.31? кривая 5).
Для сравнения с процессом радиальной ковки были исследо-
ваны деформации в поковках, полученных на другом оборудова-
нии (см. табл. 5.2). В частности, при ковке на гидравлическом ко-
вочном прессе средняя относительная неравномерность деформа-
ции <рн = 0,320, при ковке по схеме РОМ («круг—круг») + молот
<рн — 0,106 и при ковке по схеме РОМ («круг—круг») + пресс
Фн = 0,025.
Из приведенных данных следует, что наибольшая относитель-
ная неравномерность местных деформаций в исследованных про-
цессах наблюдается при ковке на прессе в вырезных бойках.
Меньше выражена относительная неравномерность деформации
при ковке на РОМ по схеме «круг—круг», а затем на молоте.
Минимальная относительная неравномерность местных деформа-
ций из рассмотренных последних трех технологических схем
наблюдается при ковке по схеме РОМ («круг—круг») + пресс
(фн = 0,025) и приближается к относительной неравномерности
местных деформаций при ковке на РОМ через промежуточную
полосу восьмиугольного поперечного сечения.
Некоторые из рассмотренных способов ковки сравнивали
между собой по производительности при ковке слитков массой
1000 кг из быстрорежущей стали Р6АМ5 на РОМ усилием 10 МН
(рис. 5.32) при одинаковых обжатиях за проход.
С увеличением укова производительность при ковке по каж-
дому из исследованных способов уменьшается. Наибольшая про-
изводительность достигается при ковке по способу 2 (на 20—
113% выше, чем при ковке по остальным способам), что объяс-
няется преимущественным продольным течением металла при
минимальном уширении заготовки. Исходя из этого в качестве
основного способа ковки слитков и заготовок из быстрорежущих
сталей приняли способ 2 (рис. 5.32), как наиболее производи-
тельный.
210
На основании проведенных исследований деформированного
состояния металла ковку по способу 2 необходимо осуществлять
с максимально возможными (по энергосиловым показателям ма-
шины) подачами (Z > /к) и обжатиями за проход, в результате
чего достигается перераспределение местных, деформаций но сече-
нию поковки. Ковка ио способу 2 позволяет достичь «закручива-
ния» волокон металла в поверхностной зоне ковки, эквивалентного
тому, которое происходит при ковке по способу 1 с уковами
в 4—5 раз большими (см. рис. 5.23—5.25), что является положи-
тельным фактором для режущего инструмента, изготовляемого
из быстрорежущих сталей, рабочая часть которого выполняется
из металла поверхностной зоны поковки.
В тех случаях, когда требуется увеличить деформации в осе-
вой зоне поковки (особенно это важно при изготовлении поковок
большого диаметра из сложнолегированных быстрорежущих ста-
лей), следует комбинировать ковку на РОМ по схеме «круг—
круг» (способ 2) g ковкой через «полосу восьмиугольного по-
перечного сечения» (способ 4). Местные деформации в осевой
зоне у поковок, прокованных через «полосу восьмиугольного
поперечного сечения», при этом выше, чем у поковок, прокован-
ных по способу 2, а относительная неравномерность деформации
соответственно в 5 раз ниже.
Если требуется значительно усилить эффект «закручивания»
волокон металла и повысить местные деформации в поверхностной
зоне, применяют ковку по схеме «круг—квадрат—круг» (спо-
соб 3), При этом на первых проходах при переходе с круга на
квадрат ковку осуществляют с относительными подачами 1/1к <
< 1, а при переходе с квадрата на круг — с IIlK > 1. Недостат-
ком этого способа ковки является возможность появления заковов
на поверхности поковки и уменьшения производительности по
сравнению с производительностью ковки по способу 2.
5.4.2. Рекомендации по выбору режима
деформирования и производительности ковки
На основе созданной и широко опробованной в промышленных
условиях методики расчета энергосиловых параметров стало
возможным решить задачу определения рациональных режимов
деформирования легированных сталей, обеспечивающих макси-
мальную производительность процесса и высокое качество по-
ковок.
В частности, при разработке технологии производства поко-
вок из инструментальных быстрорежущих сталей на РОМ уси-
лием 10 МН рациональные режимы деформирования определяли
следующим образом: задавались начальной формой и размерами
слитка (заготовки), последовательностью изменения формы за-
готовки по проходам и размерами готовой поковки, скоростью
подачи заготовки по проходам, а затем рассчитывали максималь-
ные обжатия заготовки по проходам. При этом заданная скорость
211
Рис. 5.33. Номограмма
для определения рацио-
нальных режимов дефор-
мирования заготовок на
РОМ усилием 10 МН:
Arf — обжатие; сопро-
тивление деформации, —
диаметр заготовки, о — ско-
рость подачи заготовки
подачи заготовки должна обеспечивать бездефектную (гладкую)
поверхность готовой поковки и достаточно интенсивную прора-
ботку литой структуры металла.
Основываясь на проведенных исследованиях кинематики про-
цесса, определяли наиболее рациональные скорости перемещения
заготовки по проходам при новом способе радиальной ковки
(А. с. 1147499 СССР). Все действия над заготовкой проводят
так же, как и при ковке по схеме «круг—круг», применяя следу-
ющие скорости ее продольного перемещения для РОМ SXP-55:
на первых (один, два) проходах v = 20-4-40 мм/с (Z/ZK < 1);
на промежуточных проходах v — 65-4-100 мм/с (Z/ZK >1);
на последнем проходе v — 20-4-40 мм/с (Z/ZK < 1).
На первых проходах заготовку куют с небольшими подачами,
чтобы раздробить литую структуру металла в поверхностной зоне
заготовки, не получив при этом поверхностные дефекты (ковка
с повышенной дробностью деформации). После этих проходов
вокруг центральной зоны заготовки образуется прочная пластич-
ная оболочка, и в дальнейшем такую заготовку деформируют
с большими единичными обжатиями.
На следующем проходе заготовку диаметром d0 подают в бойки
по направлению стрелки П (см. рис. 5.10). Так как подача заго-
товки при повороте ее на угол, образованный между направле-
ниями перемещения двух смежных бойков, в этом случае больше
длины калибрующего участка бойка [Z == (1,1-4-2,0) ZK], то на
поверхности заготовки остаются выступы (не полностью обжатые
участки заготовки), расположенные по винтовой линии. Такая
заготовка имеет форму четырехзаходной винтовой фигуры. На
следующем проходе заготовку диаметром подают по направле-
нию стрелки /7, при этом подача заготовки больше длины калиб-
рующего участка бойка (см. рис. 5.10). При изменении направле-
ния продольной подачи заготовки осуществляют деформацию обра-
зовавшихся в предыдущем проходе выступов и одновременное
212
формирование новых, перекрещивающихся с предыдущими. Мно-
гократно повторяемый процесс формирования и деформации вы-
ступов способствует интенсивной проработке литой структуры
металла в поверхностной зоне заготовки. При этом достигается
высокая производительность процесса.
На последнем проходе заготовку диаметром d2 куют с подачей,
меньшей длины калибрующего участка бойка. В этом случае
поверхность готовой поковки получается гладкой (без выступов)
(рис. 5.10).
Из проведенных исследований энергосиловых параметров было
установлено, что при достижении в процессе ковки максимально
допустимой для РОМ SXP-55 мощности усилие ковки также при-
ближается к максимально допустимому. Поэтому с целью устра-
нения перегрузки машины обжатие заготовки на каждом про-
ходе при выбранных выше скоростях подач определяли путем
решения следующего уравнения:
Г;+Г; = 0,75Гн, (5.34)
где ТГд = f (М, и, do) — мощность пластического деформирова-
ния, определяемая по уравнению (4.27); — номинальная
мощность установленных электродвигателей (для РОМ SXP-55
Wn ~ 1260 кВт). Так как скорость перемещения манипулятора v
и диаметр заготовки d0 на каждом проходе заданы, то из уравне-
ния (5.34) получим
Wn = f(M), (5.35)
с учетом (4.27) 1Гд = f (Ad) = 865 кВт. Из уравнения (5.35)
определяют Ad по проходам для каждой из исследуемых марок
сталей.
С целью уменьшения объема вычислений и удобства пользова-
ния разработанной методикой уравнение (5.35) решают графиче-
ским путем (рис. 5.33). С помощью построенной номограммы
(см. рис. 5.33) определяют максимальные обжатия заготовки Ad
за каждый проход в зависимости от диаметра d0, скорости пере-
мещения манипулятора v и сопротивления деформации металла о8
15, 12].
При деформировании заготовок прямоугольного сечения об-
жатия заготовки за проход АЛ определяют аналогичным путем.
При этом скорость перемещения манипулятора (в том числе и на
последнем проходе) устанавливают равной 80—100 мм/с, кроме
первых (одного, двух) проходов, где она составляет 30—60 мм/с.
Такой выбор подачи при деформировании заготовок прямоуголь-
ного сечения обусловлен т,ем, что при ковке на РОМ SXP-55
с имеющимися на металлургических заводах комплектами бой-
ков при любых режимах деформирования соблюдается соотно-
шение S/lK < 1, т. е. выступы на поверхности поковки не обра-
зуются.
213
По изложенной выше методике с помощью номограммы (см.
рис. 5.33) были определены рациональные режимы деформирова-
ния слитков (заготовок) из инструментальных быстрорежущих
сталей [6] и назначены маршруты ковки поковок на РОМ уси-
лием 10 МН.
В тех случаях, когда качество исходных заготовок без допол-
нительной обработки обеспечивает требуемое качество готовых
изделий, основной задачей является получение поковки с раз-
мерами как можно более близкими к размерам изделия при макси-
мальной производительности и минимальной энергоемкости про-
цесса. Это относится в основном к поковкам из конструкционных
сталей, получаемых на РОМ в условиях машиностроительных
предприятий.
В этом случае максимальную производительность (при мини-
мальных энергозатратах) обеспечивают режимы ковки с пода-
чами, при которых на всех проходах выполняется условие IIlK < 1
(ковка без выступов) при одновременном выполнении условия
(5.35), т. е. обжатия по проходам необходимо также определить
по номограмме (см. рис. 5.33).
Эффективность производства поковок в значительной мере
зависит от производительности процесса ковки, на которую влияют
технические данные оборудования, его быстроходность, степень
механизации и автоматизации, а также технологические особен-
ности процесса радиального обжатия заготовок.
При выборе схемы и режимов ковки важно руководствоваться
не только получением высокого качества поковок, но и обеспе-
чением при этом максимально возможной производительности
процесса.
Оценка производительности процесса радиального обжатия
заготовок в настоящее время проводится в основном методом
прямого хронометража процесса. Указанный метод не обладает
достаточной гибкостью и не позволяет оперативно и правильно
оценить новую технологическую схему.
Часовую производительность РОМ по выходу годного металла
можно определить из выражения:
Q - Qtlk^ (5.36)
или
Q = СЛ, (5.37)
где Qx — часовая производительность РОМ в слитках (заготов-
ках), кг/ч; kp — расходный коэффициент металла при ковке; kB —
коэффициент .выхода годного металла.
В свою очередь
~ п 3600 /е ооч
Q = GTTfe-1l’- (5-38)
где 6 — масса слитка (заготовки), кг; /шт — штучное время
ковки одного слитка (заготовки), с; k — коэффициент, учитыва-
214
ющий время на подготовку рабочего места, его уборку и отдых
рабочих (k = 1,1)» т] — коэффициент использования оборудова-
ния, учитывающий проведение профилактических и ремонтных
работ агрегатов и связанные с этим простои (ц = 0,85).
При определении сменного задания коэффициент ц не учиты-
вается. Он учитывается при определении вредней часовой произ-
водительности в году. Штучное время ковки слитка (заготовки)
можно представить в виде:
/шт ~ /пр 4“ /всп» (5.39)
где /пр — время протяжки $ /всп — вспомогательное время при
ковке.
Протяжку слитков (заготовок) из конструкционных и легиро-
ванных сталей и сплавов на поковки простой формы (круглого,
квадратного и прямоугольного по всей длине сечения) проводят
за ряд проходов с последовательными подачами, обжатиями и
кантовками (для круглого сечения) после каждого обжатия.
Число обжатий заготовки зависит от ее размеров, числа прохо-
дов, размеров и формы промежуточной заготовки на каждом
проходе, величины подач и обжатий.
В связи с этим схему ковки (формоизменения заготовки по
проходам) необходимо учитывать при расчете машинного вре-
мени протяжки.
Исходными данными для расчета формоизменения при про-
тяжке на РОМ являются:
параметры слитка (заготовки): размеры поперечного сечения;
длина; масса;
технологические параметры радиальной ковки: подача S (ско-
рость подачи v); обжатия за проход Ad (АА); угол кантовки а;
тип бойков (однозаходные, двухзаходные и др.); вид ковки (без
кантовки за проход, ковка по винтовой линии и др.);
конечные размеры поковки: размеры поперечного сечения;
длина.
Параметры слитка (заготовки) определяются условием полу-
чения необходимого укова для обеспечения требуемых свойств
поковки, раскроем полученной поковки на мерные длины, пла-
стичностью металла, размерами изделий и другими соображе-
ниями.
Технологические параметры радиальной ковки должны обеспе-
чивать высокую деформируемость слитков (заготовок), макси-
мальную интенсивность протяжки и высокое качество поковок.
Оптимальные технологические параметры ковки указывают в тех-
нологических инструкциях, картах ковки или рекомендациях
и имеют теоретическое и практическое обоснование.
Время протяжки /пр состоит из основного машинного вре-
мени /пр. м, в течение которого происходит непосредственная
деформация слитка (заготовки), и вспомогательного времени /пр, в,
215
затрачиваемого на проведение вспомогательных операций при
работающей РОМ:
^пр == ^пр. м ^пр. в* (5.40)
Машинное время протяжки заготовки на РОМ за один проход:
Йр. м = С-/Л (5.41)
где /заг — длина заготовки на данном проходе; vn — скорость
подачи заготовки на данном проходе; п — номер прохода.
Общее машинное время протяжки:
^пр. м — 2 ^пр* (5.42)
Длину заготовки на каждом проходе можно определить по
формуле
Сг = КпСЛ ' (5.43)
где Кп — У ков после данного прохода.
После окончания каждого прохода могут быть проведены сле-
дующие операции: кантовка заготовки на заданный угол (чаще
всего на 90°) и холостой проход заготовки. Время на проведение
вспомогательных операций
^пр. в = 2 ^кант + 2 ^х- (5.44)
Время кантовки определяют из выражения
^кант ~ ф/gx, (5.45)
где <р — угол кантовки в оборотах (1 оборот=360°); — частота
вращения головки манипулятора вокруг своей оси, мин”1.
Продолжительность холостого прохода рассчитывают по фор-
муле
к = Ьп/^х, (5.46)
где Ln — длина поковки после прохода; — скорость переме-
щения манипулятора при холостом проходе.
Вспомогательное время за проход
/в ~ ^кант ~Н ^х* (5.47)
Вспомогательное время за протяжку определяется как сумма
вспомогательного времени по проходам
^пр.в= 2/;. (5.48)
Вспомогательное время (£всц) при ковке слитков (заготовок)
включает в себя нагрев заготовок, их транспортирование к РОМ
и от нее, замену бойков и другие операции.
При расчете вспомогательного времени учитывают лишь те
операции и приемы, которые осуществляют при простое РОМ
и выполняют дополнительно к основным технологическим опе-
рациям.
216
5.4.3. Комбинирование технологических
процессов ковки
Поковки из инструментальных сталей за рубежом производят
по нескольким технологическим схемам с применением современ-
ных РОМ. Однако зарубежная информация об использовании
РОМ в сочетании с другим кузнечно-прессовым оборудованием
при изготовлении поковок из инструментальных сталей содержит
в основном сведения рекламного характера и не позволяет оце-
нить преимущества какой-либо конкретной технологической схемы
из-за отсутствия публикаций по экспериментальным исследо-
ваниям.
При определении рациональных технологических схем про-
изводства поковок из инструментальных сталей авторами исследо-
вано качество металла (микроструктура, макроструктура) поко-
вок, изготовленных на РОМ, прессах и молотах при различных
сочетаниях используемого оборудования по переделам. Деформа-
ционные возможности различных технологических схем оцени-
вали по интенсивности местных деформаций в поперечных сече-
ниях поковок. Исследования проводили на заготовках диаметром
450 мм из порошковой быстрорежущей стали Р6М5К5-МП с ко-
ординатными решетками, изготовленными по технологии, изло-
женной в п. 2.2.
Заготовки с координатными решетками отковывали по сле-
дующим технологическим схемам:
первый передел на РОМ усилием 10 МН с уковом от 2,2 до
17,9, затем на молотах с уковом до 43,7 (схема РОМ + молот)
или на прессе усилием 5 МН с уковом до 26 (схема РОМ + пресс);
первый передел на прессе усилием 12,5 МН с уковом от 2,2
до 20, второй передел на молотах с уковом до 45,1 (схема пресс +
+ молот) или на прессе усилием 5 МН с уковом до 22,9 (схема
пресс + пресс).
Уков определяли по формуле /С = FJF^ где Fo, Fx — площади
поперечных сечений заготовки до и после деформации соответ-
ственно.
Обжатия и подачи при ковке на РОМ, прессах и молотах со-
ответствовали общепринятым режимам деформации.
От прокованных по указанным выше схемам поковок с раз-
личными уковами отрезали шайбы, отжигали, шлифовали и тра-
вили их, а затем замеряли размеры поперечных сечений стержней
координатной решетки на инструментальном микроскопе и рассчи-
тывали местные деформации.
Интенсивность деформации определяли по формуле
et = (Г2/3) У (ех - е2)2 + (е, - etf + (е8 - etf,
где elt е2, е3 — главные деформации.
Из рис. 5.34 следует, что при ковке исходной заготовки на
РОМ и прессе с уковом до 23 (область I) интенсивность деформа-
ции по всему сечению в обоих случаях возрастает, особенно при
217
у ковах 2—9. При дальнейшем переделе этих заготовок на молотах
(область II) интенсивность деформации продолжает возрастать,
но менее существенно.
Наилучшая проработка подповерхностной зоны поковок обе-
спечивается путем ковки на РОМ по действующей схеме «круг—
круг» и сохраняется при последующем переделе на молоте или
прессе.
Лучшей проработки осевой зоны можно достичь при ковке
Рис. 5.34. Влияние вытяжки рв на интенсивность деформаций в поковках, отко-
ванных сначала на РОМ усилием 10 МН (—----------) или прессе усилием 12,5 МН
(-------), а затем на молоте:
а — у поверхности; б — на расстоянии 1/2 радиуса; в— в осевой зоне
218
рис. 6.35. Распределение интенсивности
деформаций в$ по радиусу 1? поперечного
сечения поковок, прокованных ив заготов-
ки диаметром 450 мм по различным схе-
мам:
1 — уков 84,7; РОМ («круг — 8-угольная поло-
са — круг»); 2 <— унов 17,9; РОМ («круг •—
круг*) 4- пресс; 4 — уков 20,0; пресс; 5 — уков
26,0; РОМ («круг — круг») 4- пресс; 6 &- уков
31,5; пресс 4- молот; 7 *— уков 28,0; РОМ
(«круг — круть) Ц- молот
На рис. 5.34 и 5.35 видно, что
более равномерная проработка ме-
талла по еечению поковок наблю-
дается при ковке на РОМ, хотя
интенсивность деформации в осе-
вой зоне остается ниже во всем
исследованном интервале уковов,
чем интенсивность деформации в
зонах, расположенных на полови-
не радиуса и у поверхности. Боль-
шей равномерности можно до-
стичь путем последующей ковки
промежуточной заготовки на
прессе или молоте, а также с применением разработанного
способа радиальной ковки через промежуточную полосу 8-уголь-
ного сечения.
Наиболее рациональная сквозная схема передела слитков
с точки зрения степени проработки металла по всему сечению
поковок получается при использовании пресса для проработки
структуры осевой зоны слитка на первом переделе, а РОМ для
перекова промежуточной заготовки на сортовые поковки с целью
улучшения качества структуры в подповерхностной воне. Кроме
того, РОМ обеспечивает более жесткие допуски на размер и каче-
ство поверхности поковок.
В табл. 5.4 приведены данные по карбидной неоднородности
в поковках из стали Р6АМ5 сечением 100x100 мм, полученных
путем ковки слитков массой 625 кг по пяти различным схемам.
Из этих данных следует, что наилучшее дробление карбидной
фазы достигается при переделе по схеме «пресс — РОМ». При
переделе слитков массой 1050 кг обеспечивается более надежное
качество металла по карбидной неоднородности, чем при пере-
деле слитков массой 625 кг при прочих равных условиях (см.
табл. 5.4) за счет большого суммарного укова.
На основании проведенных исследований разработаны и вне-
дрены на заводе «Днепроспецсталь» следующие сквозные техно-
логические схемы передела.
1. Сложнолегированные быстрорежущие стали Р12МЗФ2К8,
Р12МЗФ2К5, Р9М4К8, Р12МФ5 и другие разливают преимуще-
ственно в слитки массой 625 кг; передел слитков осуществляют
по технологической схеме: ступенчатый высокотемпературный
219
Таблица 5.4. Карбидная неоднородность в поковках из стали
Р6АМ5 сечением 100Х100 мм, полученных путем передела слитков
массой 625 кг по различным схемам
Технологическая схема передела * Карбидная неоднородность (ГОСТ 19269— 73) по сечению поковки, балл **
центр на расстоянии 1/4 стороны квадрата на расстоянии б мм от поверх- ности
РОМ (10,0 МН) + РОМ (3,4 МН) 6,3/7,0 7,3/8,0 5,1/6,0 •»* 5,8/7,0 3,0/3,0 *»» 2,8/4,0
РОМ (10,0 МН) + молот 7.0/7,0 6,0/7,0 4,2/5,0
Пресс (12,5 МН) + пресс (5,0 МН) 6,8/8,0 6,4/7,0 4,4/6,0
Пресс (12,5 МН) + РОМ (3,4 МН) 6,7/7,0 5,5/7,0 3,3/5,0
Преев (12,5 МН) + молот 6,8/7,0 5,8/7,0 5,0/6,0
* В скобках указано усилие ковочного оборудования.
** В числителе приведен средний балл, в знаменателе — максимальный.
*** Для слитков массой 1050 иг.
гомогенизирующий нагрев слитков, ковка на прессе усилием
12,5 МН на заготовки сечением от 160X160 до 140x140 мм, затем
на РОМ усилием 3,4 МН на поковки диаметром от 150 до 80 мм
и сечением от 90 X 90 до 80 X 80 мм для молотов с целью получения
поковок диаметром от 75 до 45 мм.
2. Стали Р6АМ5, Р6М5, Р9 и другие в связи с меньшей склон-
ностью к развитию ликвационных процессов при кристаллизации
металла по сравнению со сложнолегированными сталями преиму-
щественно разливают в слитки массой 1050 кг; передел проводят
по следующей технологической схеме: двухступенчатый нагрев
металла в кольцевых печах, ковка слитков на РОМ с усилием
10 МН на промежуточные заготовки сечением от 155x155 до
175x175 мм, затем на РОМ с усилием 3,4 МН на сортовые про-
фили диаметром от 150 до 80 мм и заготовки для молотов.
5.4.4. Влияние режимов ковки на структуру
и механические свойства металла
эталонных поковок
В зависимости от объекта деформирования попытки улучше-
ния механических свойств металла при ковке на РОМ дают разные
результаты. При ковке прокатанной заготовки необходимо прежде
всего уменьшить анизотропию пластических свойств. Ковка слит-
ков может считаться успешной, если удастся раздробить литую
220
структуру и превратить ее в деформированную, причем специфика
макростроения слитков требует сосредоточения деформаций в осе-
вой зоне.
Согласно выводам, изложенным в предыдущих параграфах,
ковка бойками с большим углом наклона заходного конуса, ковка
с подачей заготовки «в» бойки, ковка с малыми относительными
подачами и ковка по участкам обеспечивают наиболее благоприят-
ные условия деформирования металла в осевой зоне заготовки.
В связи с этим сравнивали четыре схемы ковки с разными режи-
мами деформирования:
ковка бойками с углом заходного конуса 20°;
ковка «в» бойки с максимальными подачами заготовки;
ковка с «непрерывной» подачей заготовки в бойки (Ь/d =
= 0,04-5-0,10);
ковка по участкам (с «непрерывной» кантовкой заготовок).
Влияние режимов ковки на изменение структуры и механиче-
ских свойств исходных заготовок оценили при ковке цилиндриче-
ских поковок с уковом К = 2, а влияние укова на указанные
показатели — при ковке ступенчатых поковок. Эскизы поковок
показаны на рис. 5.36, а режимы коЬки — варианты технологи-
ческих маршрутов — приведены в табл. 5.5 и 5.6.
Из цилиндрических поковок вырезали темплеты, соответ-
ствующие началу, середине и концу заготовки (для проката и
непрерывного слитка) и подприбыльной, средней и донной ча-
стям удлиненного слитка. Поперечные и продольные темплеты из
ступенчатых поковок вырезали на каждой ступени. Схема вы-
резки темплетов и образцов для механических испытаний при-
ведена на рис. 5.1.
В поковках, откованных из прокатанных заготовок, распре-
деление сернистых включений не изменилось, а квадратная зона
первичной ликвации серы с увеличением укова приобретает форму
окружности. Характер распределения серы для металла поковок,
полученных из удлиненного слитка, и заготовки, полученной
на МНЛ, также не изменился. По сечению темплета поковки, по-
лученной из прокатанной заготовки, отсутствуют микротре-
щины, а осевая и дендритная пористость с увеличением укова
уменьшается. Макроструктура металла ступенчатой поковки из
удлиненного слитка показывает, что при укове 1,5 просматри-
ваются остатки литой структуры, которая с увеличением укова
дробится, а осевая пористость уплотняется. На продольных тем-
плетах заметен поворот дендритов в направлении вытяжки и их
дробление при укове 2 и более; у ков 2 достаточен для превраще-
ния литой структуры в деформированную. В поковке, откованной
из непрерывно-литой заготовки, литая структура металла дробится
при укове 2,5, а при укове меньше 2 осевая зона пронизана
пористостью. На поперечных темплетах наблюдаются мелкие
трещины даже после укова 4, которые в исходном слитке были
направлены перпендикулярно к граням или по углам заготовки.
221
2620
Рис. 5.36. Эскизы поковок: цилиндрически®, полученный из проката (а) и удли-
ненного слитка (б); ступенчаты®, откованны® из проката (в), удлиненного слитка
(а) и непрерывно-литой заготовки (д)
Аналогичные трещины остаются в продольных темплетах даже
после укова 3. Это означает, что для достижения высокого каче-
ства поковок из откованных на РОМ заготовок, полученных на
МНЛ металла, в исходных заготовках должны отсутствовать
трещины такого типа.
На рис. 5.3—5.5 приведены сравнительные данные проч-
ностных и пластических свойств, а также ударной вязкости
металла объектов деформирования и поковок после ковки с уко-
вом 2. Прочностные характеристики прокатанной заготовки после
ковки практически не изменились по всему поперечному сечению
поковки в обоих направлениях испытания (рис. 5.37)’. Попереч-
222
Таблица 5.5. Режимы ковки цилиндрических поковок
Тип; размеры заготовок, мм Схема ковки * ** Размеры поковки, мм
Прокат; 0 260Х 1270 1 0 260Х 1580
3 0 225X2150
4 0 208X 2620
Слиток; 0 350Х 1750 2 0 325Х 1805
3 0 290X2210
2 0 260X2740
5 0 230X3500
* 1 — подача заготовки манипулятором А «в» бойки, передача манипуля-
тору В, подача заготовки манипулятором В «из» бойков без кантовки; 2 — то же,
с кантовкой; 3 — подача заготовки манипулятором В «в» бойки, передача мани-
пулятору А, подача манипулятором А «из» бойков е кантовкой; 4 — ковка мани-
пулятором А с середины поковки «из» бойков, передача манипулятору В, подача
манипулятором В «из» бойков с кантовкой; 5 — подача заготовки манипулято-
ром В «в» бойки е обжатием на диаметр 240, передача манипулятору А, подача
манипулятором А «из» бойков с обжатием на диаметр 230, холостая подача мани-
пулятором А «в» бойки, подача манипулятором В «из» бойков с обжатием на диа-
метр 230 е кантовкой.
Таблица 5.6. Режимы ковки ступенчатых поковок
Тип; размеры варошовки, мм Схема ковки * Размеры поковки, мм
Прокат; 260X260X1450 1 ** 0 260Х 1800
3 0 240X2165
6 0 208X 2680
6 0 183X3065
6 0 169X3250
6 0 147X3450
Заготовка, полученная на МНЛ; 1 ** 0 210Х 1980
200X 200X1700 3 0 184X2550
6 0 160X3080
6 0 143X3400
6 0 130X3570
6 0 113X3720
Слиток; 350X350X1750 2 0 320Х1805
3 0 290X2210
2 0 265X2625
6 0 230X3190
6 0 205X 3410
6 0 190X3690
* I—з — см. табл. 5.5; 6 — подача заготовки манипулятором А «из» бойков
с обжатием на соответствующие диаметры и непрерывной кантовкой.
** Размеры по обжатым ребрам.
223
Рис» 5.37. Прочностные характеристики (от и ов) металла прокатанной заготовки
(-----------------) и поковки (------), откованной с уковом 2:
а поперечные образцы; б — продольные образцы; О, С, П —• осевая, средняя, поверх-
ностная воны
ное сужение остается постоянным по сечению поковки как в про-
дольном, так и в поперечном направлениях; относительное удли-
нение увеличивается от поверхности к оси поковки на 35% для
поперечного и на 7% для продольного направлений (рис. 5.38);
абсолютные значения показателей пластичности в продольном
направлении значительно выше, чем в поперечном (6 на 80%
и на 140%). После ковки пластические характеристики улуч-
шаются в осевой зоне для поперечных образцов, что приводит
к уменьшению анизотропии пластических свойств. Ударная вяз-
кость практически одинакова по поперечному сечению поковки
(для продольных образцов она на 45—65% выше, чем для по-
перечных). По сравнению с исходным металлом KCU увеличи-
вается во всех зонах поперечного сечения заготовки, особенно
в осевой зоне, вследствие чего улучшается качество поковки
в целом (рис. 5.39). Сравнивая механические свойства металла
нетермообработанных поковок и поковок в нормализованном
состоянии, можно заключить, что механические свойства металла
а? 6)
Рис. 5.38. Пластические характеристики (6 и гр) металла прокатанной заготовки
(-------------------) и поковки (------), откованной с уковом 2:
а — поперечные образцы; б — продольные образцы; О, С, П — см. рис. 5.37
224
К CU, КДж/м2 КС и, КДж/м 2
а)
Рис. 5.39. Ударная вязкость KCU металла прокатанной заготовки (--)
и поковки (----), откованной с уковом 2:
а — поперечные образцы; б — продольные образцы; Ot С, П — ем. рис. 5.37
поковок из проката удовлетворяют требованиям стандарта как
в поверхностной, так и в осевой зоне.
Прочностные характеристики металла заготовки, полученной
на МНЛ, несколько увеличиваются после ковки во всех зонах
сечения поковки и для обоих направлений испытания (рис. 5.40).
Значения 6 и ф уменьшаются от поверхности к оси поковки,
максимальный перепад отмечен на участках перехода от зоны
столбчатых кристаллов к зоне равноосных зерен литой заготовки
(рис. 5.41), причем уменьшение для ф в поперечном направлении
составляет 210%, а в продольном — 25 %, а для 6 — соответ-
ственно 130 и 20%.
Пластические свойства металла осевой зоны поковки в про-
дольном направлении выше, чем в поперечном (6 — на 45% и
ф— на 150%). Пластические свойства увеличиваются после ковки
во всех зонах и направлениях, кроме поперечного направления
в осевой зоне; наибольшее увеличение получено на продольных
образцах в осевой и средней зонах поковки. Ударная вязкость
продольных образцов остается постоянной, а для поперечных
образцов она убывает от поверхности к осевой зоне (на 130%).
В то время как KCU поверхностных и средних зон мало отли-
dT,6g, МПа
0 Р СП
Рис. 5.40. Прочностные характеристики (от и ов) металла непрерывно-литой за-
готовки (----------------) и поковки (----—), откованной с уковом 2:
а — поперечные образцы; б — продольные образцы, Р — зона равноосных зерен; С —
зона столбчатых кристаллов; П «*- поверхностная зона
8 П/р В- А. Тюрина
225
a) 6)
Рис. 5.41. Пластические характеристики (ди “ф) металла непрерывно-литой заго-
товки (------------) и поковки (----), откованной с уковом 2:
а — поперечные образцы; б — продольные образцы; Р, С, П —
ем. рие. 5.40
чается для поперечных и продольных образцов, наблюдается
отличие их значений в 2 раза в осевой зоне поковки. При этом
ударная вязкость непрерывно-литого металла повышается после
ковки во всех зонах для всех направлений вырезки и имеет ма-
ксимальное значение у продольных образцов осевой зоны
(рис. 5.42).
Характер изменения прочностных свойств металла поковок,
откованных из удлиненного слитка и из заготовки, полученной
на МН Л, аналогичен (рис. 5.43). Значения д и ф уменьшаются
от поверхности к оси поковки (рис. 5.44); максимальный перепад
наблюдается при переходе от бывшей зоны столбчатых кристал-
лов к бывшей зоне равноосных зерен (ф уменьшается в 1,4—1,7 раза,
ад — в 1,2—1,6 раза) и не зависит от ориентации образцов по
всей длине поковки. Значения д и ф в продольном направлении
выше, чем в поперечном, в 1,2—2,2 раза. Ударная вязкость умень-
Рис. 5.42. Ударная вязкость KCU металла непрерывно-литой заготовки (-----)
и поковки (------), откованной с уковом 2:
а — поперечны* образцы; 6 — продольные образцы; Р. С, ГТ — см. рис. 5.40
226
бг^в^Па
О . Р
С П
а)
Рис. 5.43. Прочностные характеристики (от и ов) металла удлиненного слитка
(-------) и поковки (-----): откованной с уковом 2 в подприбыльной (I), сред-
ней (II) и донной (III) частях:
а поперечные образцы; б — продольные образцы; Р, С, П — ем. рне. 6.40
О Р СП
6г,6в,МПа
5)
шается от поверхности поковки к ее оси, особенно у поперечных
образцов (рис. 5.45). Ударная вязкость продольных образцов
выше, чем поперечных, в поверхностной зоне в 1,2—1,4 раза,
а в осевой зоне в 3 раза.
Механические свойства металла поковки, откованной из удли-
ненного слитка, при укове 2 удовлетворяют требованиям стан-
дарта. Z*
Таким образом, при радиальной ковке прочностные свойства
металла прокатанной заготовки мало изменяются, а пластические
характеристики повышаются, за исключением свойств попереч-
ных образцов в поверхностной зоне поковки. Максимальное уве-
личение ударной вязкости отмечено на поперечных образцах
в осевой зоне поковки.
Прочностные свойства металла поковки, откованной из за-
готовки, полученной на МН Л, увеличиваются после ковки во
всех зонах и направлениях. Пластические свойства и ударная
8* 227
вязкость также увеличиваются, максимальные значения их наблю-
даются на продольных образцах в бывших зонах столбчатых кри-
сталлов и равноосных зерен.
Прочностные свойства металла поковки, полученной из удли-
ненного слитка, увеличиваются во всех исследованных направле-
ниях и максимальны в осевой зоне поковки. Пластические свой-
ства и ударная вязкость получают максимальные приращения
на продольных образцах в осевой и средней зонах поковки.
Изменение механических свойств металла поковок, откован-
ных с различным уковом, дает возможность выбрать этот техно-
логический параметр обоснованно. Прочностные характеристики
металла поковки из проката с увеличением укова изменяются
мало; от и ов в продольном направлении несколько выше, чем
в поперечном. Относительное удлинение и поперечное сужение
у продольных образцов увеличиваются по всему поперечному
сечению, а у поперечных образцов уменьшаются. Ударная вяз-
кость возрастает как в поперечном, так и в продольном направле-
ниях для всех зон поперечного сечения до укова 3 и с дальней-
шим повышением укова она уменьшается, особенно у поперечных
образцов (рис. 5.46).
При ковке на РОМ прокатанной заготовки можно ограничиться
малым уковом и с точки зрения сохранения достаточно высоких
Рис. 5.44. Пластические характеристики (6 и гр) металла удлиненного слитка
(-------) и поковки (----•), откованной с уковом 2 в подприбыльной (I), сред-
ней (II) и донной (III) частях:
а — поперечны образцы; б — продольные образцы; Р, С, П — см рис. 5.40
228
пластических свойств металла в поперечном направлении не-
целесообразно ковать с уковом свыше 3,0.
Прочностные характеристики металла поковки, полученной
из удлиненного слитка, практически не изменяются с увеличением
укова и стабильны по всему сечению. Пластические свойства по-
вышаются с увеличением укова до 2,5, причем 6 и ф растут больше
для продольных образцов, чем для поперечных. Ударная вязкость
изменяется в поперечном и продольном направлениях различно,
что связано с особенностями макростроения — расположением
столбчатых кристаллов литой заготовки. Так, в продольном на-
правлении с увеличением укова до 2,5 наблюдается ее рост, а за-
тем — снижение; в поперечном направлении — наоборот
(рис. 5.47). При ковке удлиненного слитка на РОМ малый уков
(К = 1,5) обеспечивает высокие механические свойства, которые
можно еще повысить, увеличивая его до 2,0—2,5.
Прочностные характеристики металла поковки, полученной
из непрерывно-литого металла, практически не изменяются с по-
вышением укова и не зависят от места и направления вырезки
образцов. Пластические свойства металла в продольном направ-
а) 6)
Рис. 5.45. Ударная вязкость KCU металла удлиненного слитка (----------) и по-
ковки (---------------------------------------------------------------), откованной с уковом 2 в под прибыль ной (I), средней (II)'и донной
(III) частях:
а — поперечные образцы; б — продольные образцы; Р, С, П — см рис. 5 40
229
Рис. 5.46. Зависимость ударной вязко-
сти KCU металла от укова при ковке
прокатанной заготовки:
-.. — поперечные образцы;-----— —
продольные образцы; О, С. П — вы.
рив. 5.37
Рис. 5.47. Зависимость ударной вязко-
сти KCU металла от укова К при ковке
удлиненного слитка:
——— — поперечные образцы;------------
продольные образцы; 17, С, Р — ем.
рис. 5.40
лении также мало изменяются, но в поперечном направлении
уменьшаются при укове более 2,5. Ударная вязкость металла
образцов в продольном направлении повышается, а в поперечном
изменяется аналогично пластическим свойствам (рис. 5.48). При
ковке на РОМ заготовок, полученных на МНЛ, уков 2 достаточен
для получения высоких механических свойств во всех зонах
поперечного сечения поковки. Увеличение укова свыше 2,5 сни-
жает пластические характеристики в поперечном направлении.
Распределение деформаций по зонам поперечного сечения по-
ковки и влияние укова на этот показатель оценивали по размерам
сульфидных включений после ковки всех трех объектов деформи-
рования. На рис. 5.49 показано распределение сульфидных вклю-
чений по количеству и размерам в различных зонах поперечного
сечения прокатанной заготовки и поковки (К — 2,0). Максималь-
ное количество включений в поверхностной зоне поковки имеет
размеры 40—70 мкм, в средней зоне — 70—100 мкм и в осевой
зоне — 100—150 мкм. Средние размеры сульфидных включений
возрастают от поверхности к оси поковки. С повышением укова
230
231
Л7 мкм
Рис. 5.50. Изменение длины % сульфид- Рис. 5.51. Сравнение величины зерна
ных включений в поперечном сечении Dcp по зонам поперечного сечения в
поковки в зависимости от укова 7<: прокатанной заготовке (7) и откованной
в осевой (-------), средней (-----) и поковке (2):
поверхностной ( ) зонах . — поперечные образцы, — — — —
продольные образцы; О, С, Л — см.
рис. 5.37
увеличивается размер сульфидных включений в осевой, средней
и поверхностной зонах в продольном направлении (рис. 5.50).
Распределение сульфидных включений по размерам и количеству
в различных зонах поперечного сечения подтверждает интенсив-
ную проработку осевой зоны заготовки при радиальной ковке.
В поковках, полученных из удлиненных слитков и непрерывно-
литых заготовок, установлено значительно меньшее число вытя-
нутых мелких сульфидных включений.
На рис. 5.51—5.53 показаны сравнительные размеры зерна
в исходных заготовках и в поковках по зонам поперечного сечения.
В поковке, откованной из прокатанной заготовки, наиболее
мелкие зерна характерны для поверхностной зоны, однако ма-
ксимальное измельчение зерна наблюдалось в средней и осевой
зонах (11—14 мкм в осевой зоне и 6—И мкм в поверхностной
зоне, рис. 5.51). Максимальное измельчение наблюдали на про-
Рис. 5.52. Изменение величины зерна
DCpno зонам поперечного сечения по-
ковки, откованной из удлиненного
слитка:
------ — поперечные образцы;
-------- продольные образцы; Р, С, П —
ем. рис. 5.40
Рис. 5.53. Сравнение величины зерна
DCp по зонам поперечного сечения не-
прерывно-литой заготовки (7) и отко-
ванной поковки (2):
------ — поперечные образцы;
-------- продольные образцы; Р, С, П —
см. рис. 5.40
232
дольных шлифах, вырезанных из осевой зоны поковки, что под-
тверждает результаты распределения механических свойств по
зонам сечения. Измельчение зерна зависит от укова (до 2,5).
При ковке удлиненного слитка на РОМ уков К = 2 обеспе-
чивает преобразование литой структуры в деформированную;
размеры зерна минимальны в поверхностной зоне и возрастают
к оси поковки (рис. 5.52). Дальнейшее повышение укова незначи-
тельно влияет на величину зерна. Для поковки, откованной из
заготовки, полученной на МНЛ, установлено, что уков 2,5 доста-
точен для превращения литой структуры в деформированную.
Величина зерна увеличивается от поверхности к ее оси, однако
максимальное измельчение получают зерна осевой зоны (27—
29 мкм в осевой зоне и 14—16 мкм в поверхностной зоне). При
этом максимальное измельчение зерна характерно для продоль-
ного направления образцов в осевой зоне поковки (рис. 5.53).
С повышением укова до 4 размер зерен в осевой зоне уменьшается
до 20 мкм.
Таким образом, ковкой кузнечного слитка удлиненной формы
с уковом 2 можно обеспечить механические свойства, требуемые
стандартом. При укове свыше 2,5 механические свойства изме-
няются незначительно. Ковкой металла, полученного на МНЛ,
с уковом 2,5 можно обеспечить требуемые механические свойства
во всех зонах поперечного сечения поковки. При ковке непре-
рывно-литых заготовок на РОМ целесообразно развивать потоки
течения металла в поперечной плоскости поковки.
6 РЕАЛИЗАЦИЯ
ПРОЦЕССОВ
ковки
НА РОМ
Технологические процессы ковки на РОМ зависят от харак-
тера производства (металлургическое, машиностроительное) и
решаемых задач. Однако во всех случаях технологический процесс
должен обеспечивать три основных условия: приближение формы
поковки к форме детали; удовлетворение технических требований
по качеству поковок; максимальную производительность процесса.
Последовательность разработки технологического процесса
следующая.
.1. Анализ исходных данных:
а) рассмотрение конструкции детали и определение возмож-
ности ее получения при холодной или горячей ковке;
б) разработка эскиза поковки, определение способа обжатия
и числа переходов;
в) определение коэффициента контактного трения (для хо-
лодного обжатия) или температурных интервалов обработки;
г) определение предела текучести материала (по справочным
данным или кривым упрочнения).
При разработке первого этапа процесса следует руководство-
ваться данными, приведенными в работах [9, 17].
2. Определение основных геометрических элементов инстру-
мента (см. п. 5.3).
3. Выбор схемы ковки по переходам, назначение режимов де-
формирования и выбор типа РОМ (см. п. 3.5, 3.7, 5.4.2).
4. Уточнение режимов деформирования и схемы ковки (см.
п. 3.7, 4.3, 5.4.3).
В качестве примера рассмотрим технологический процесс ковки
сортовых поковок диаметром 120 мм из стали Р6М5.
Слитки из стали Р6М5 необходимо нагреть до 1150 °C.
При изготовлении крупных сортовых поковок диаметром
120 мм из стали Р6М5 целесообразно использовать слитки массой
1000 кг с диаметром: в головной части 350 мм и в хвостовой —
300 мм, а нагрев слитков осуществлять в двух кольцевых печах.
Предел текучести стали (по кривым упрочнения) равен
166 МПа.
Для ковки слитков выбираем бойки с углами наклона заход-
ных участков <р — 7°, длинами калибрующих участков 1К =
234
120 мм и назначаем следующий маршрут ковки с изменением
диаметра: 350 мм -> 300 мм -> 250 мм -> 200 мм -> 150 мм ->
120 мм.
Для ковки подходит РОМ усилием 10 МН мод. SXP-55.
Принимаем следующие скорости подач заготовки по пере-
ходам с изменением диаметра:
v, мм/с
350 мм -► 300 мм...................... 40
300 мм 250 мм...................... 70
250 мм -> 200 мм...................... 90
200 мм 150 мм...................... 90
150 мм 120 мм...................... 50
С помощью номограммы (см. рис. 5.33) для каждой скорости
подачи уточняем маршрут ковки с изменением диаметра: 350 мм ->
290 мм 240 мм 190 мм 140 мм -> 120 мм.
6.1. ИЗГОТОВЛЕНИЕ ПОКОВОК ИЗ СПЕЦИАЛЬНЫХ СТАЛЕЙ
И СПЛАВОВ
Результаты исследования процесса радиальной ковки поло-
жены в основу разработки технологии производства поковок из
быстрорежущих сталей на РОМ усилием 10 МН. При этом требо-
валось решить три основные технологические задачи:
выбрать конфигурацию и массу слитка;
разработать режимы нагрева слитков;
разработать способы ковки и режимы деформирования слитков.
Параметрами оптимизации технологии радиальной ковки слит-
ков из быстрорежущих сталей являются качество металла поковок
и производительность процесса.
В результате исследования процессов ковки слитков и загото-
вок различной формы и массы на РОМ усилием 10 МН (см.
рис. 4.6) установлено, что для достижения высокой производи-
тельности и качества металла поковок слиток должен иметь такую
длину и конусность, которые бы обеспечивали условия ковки без
холостых проходов. Это значит, что, начиная с первого прохода,
слиток необходимо ковать с помощью двух манипуляторов, рас-
положенных по обе стороны от ковочного блока.
Укороченные слитки и слитки со значительной конусностью
вначале куют с помощью одного манипулятора до получения
длины, обеспечивающей перехват вторым манипулятором (для
РОМ SXP-55 эта длина равна 1800 мм), что приводит к увеличе-
нию вспомогательного времени ковки в результате холостых
проходов, снижению часовой производительности и охлаждению
донной части слитка, удерживаемой первым манипулятором.
На основании экспериментальных исследований, проведенных
в промышленных условиях, установлено, что для достижения
максимальной производительности процесса слиток для ковки на
РОМ усилием 10 МН должен иметь: диаметр 380—430 мм; длину
235
1600—1800 мм; массу 1400—2000 кг, а также минимальную конус-
ность и поперечное сечение круглой формы.
При производстве поковок из быстрорежущих сталей на раз-
личном кузнечно-прессовом оборудовании применяют слитки мас-
сой 600 и 1000 кг круглого сечения и 625 кг квадратного сечения,
размеры которых приведены в табл. 6.1.
По параметрам, рассмотренным выше, ни один из этих слитков
не является оптимальным для РОМ усилием 10 МН.
Рассмотрим возможности выбора наиболее рационального
слитка.
На рис. 5.32 приведены данные о часовой производительности
РОМ SXP-55 в зависимости от типоразмеров слитков и вытяжки
при ковке с пластическим закручиванием металла (способ 2).
Как следует из рис. 5.32, при ковке слитка большей массы
производительность процесса повышается. Например, при ковке
слитка массой 1000 кг часовая производительность процесса на
40—55% выше, чем при ковке слитков массой 600—625 кг. При
изготовлении поковок из труднодеформируемых сталей (сталь
Р12МЗФ2К5) производительность процесса при ковке слитков
уменьшается пропорционально их массе.
Таблица 6.1. Размеры слитков и заготовок исследуемых сталей
Марка стали Способ получе- ния слитка (заготовки) Форма попереч- ного сечения слитка (заготовки) Масса слитка (заготовки), кг Размеры попе- речного сечения слитка (заго- товки) *, мм
Р6АМ5 Открытая ду- говая выплав- ка (ОДВ) Круглая Квадратная Круглая 600 625 1000 310/255 310/230 430/330
Р6М5К5 То же Круглая Квадратная Круглая » » Квадратная 600 625 1000 20 80 20 80 310/255 310/230 430/330 80/— 250/— 80/— 250/—
Р6М5К5-МП Прессование порошка Круглая 12 500 1800 70/— 300/— 450/—
ШХ15 Электрошла- ковый пере- плав (ЭШП) Круглая с осевым отвер- стием 300 250/130 **
* В числителе приведены максимальные размеры, в знаменателе — мини-
мальные размеры.
** В числителе указан наружный диаметр, в знаменателе — внутренний
диаметр.
236
Наибольшая производительность процесса достигается при
ковке на РОМ слитков массой 1000 кг.
На участке РОМ SXP-55 установлены две четырехзонные
кольцевые печи, что позволило применить при освоении процесса
ковки на этих машинах двухэтапные режимы нагрева металла.
При этом максимальная температура нагрева металла под дефор-
мацию принята с учетом действующих инструкций по нагреву
быстрорежущих сталей в методических и камерных печах для
ковки на молотах и прессах. Двухстадийный режим нагрева
металла перед ковкой на РОМ предусматривает методический
нагрев металла в кольцевой печи № 1 до температуры 950 °C,
а затем форсированный нагрев до ковочной температуры в коль-
цевой печи № 2.
С целью повышения равномерности нагрева металла по сече-
нию слитка корректируют разработанные ранее режимы нагрева
металла в кольцевых печах, используя данные по нагреву кон-
трольных слитков с зачеканенными термопарами. В третьей зоне
печи задается ранее принятая температура нагрева металла под
ковку в четвертой зоне печи № 2 (1150—1220 °C). В четвертой
зоне этой печи устанавливается температура на 20 °C ниже, чем
она была до корректировки. В первой зоне этой же печи темпе-
ратура нагрева для всех марок быстрорежущих сталей составляет
1030 °C, что на 80 °C превышает принятую ранее.
Установленные для всего марочного сортамента быстрорежу-
щих сталей режимы нагрева слитков обеспечивают температурный
перепад по объему слитка не более 20 °C. Разработанные режимы
нагрева слитков позволяют уменьшить искривление поковок в про-
цессе деформирования (вследствие неравномерного их нагрева),
а также обеспечить оптимальный температурный интервал ковки.
В период освоения технологических процессов ковки на РОМ
[5] для определения режимов деформирования слитков быстро-
режущие стали всех марок разделили на две группы (табл. 6.2).
В каждую группу включили стали, близкие по сопротивлению
деформации в интервале температур ковки. Слитки из всех сталей
ковали по схеме «круг — круг». Скорость перемещения манипуля-
торов в процессе ковки слитков (заготовок) для сталей всех марок
на первых проходах не превышала 40 мм/с, обжатие за проход
составляло 40 — 60 мм.
На основании результатов исследований процесса радиальной
ковки разработаны новые способы ковки и оптимизированные
режимы деформирования слитков, позволившие повысить произ-
водительность процесса и обеспечившие высокое качество металла
поковок.
Из всех разработанных способов ковки способ 2 обеспечивает
достижение наибольшей производительности процесса (см.
с. 210), поэтому его можно выбрать в качестве основного при
деформации слитков из быстрорежущих сталей. Рабочую скорость
перемещения манипуляторов в промежуточных проходах при
237
Таблица 6.2. Оптимизироваввые маршруты ковки слитков
из быстрорежущих сталей ва РОМ усилием 10 МН
Марка стали Форма; размер поперечного сечения слитка, мм Параметры процесса ковки *
Номер прохода ••
1 2 3 4 5 6 1 7
Р6АМ5, Р6АМ5ФЗ, Р9, Р12, Р18 Круглая; 430—330 370 40 310 55 260 65 210 75 155 40 125 90 —
Круглая; 310—255 250 40 195 75 155 40 125 90 — — —
Квадратная; 310—230 250 40 195 75 155 40 125 90 — — —
Р9М4К8, 10Р6М5К5, Р6М5Ф2К8 Круглая; 430—330 370 30 310 35 265 55 215 60 185 70 155 40 125 80
Круглая; 310—255 250 30 200 60 155 40 125 80 — — —
Квадратная; 310—230 250 30 200 60 155 40 125 80 — — —
* В числителе приведены размеры поперечного сечения заготовки, мм,
в знаменателе — скорость подачи заготовки, мм/с.
** На последнем проходе получают поковку квадратного сечения.
изготовлении поковок круглого сечения увеличивают до 60—
80 мм/с (Z > ZK), а при изготовлении поковок прямоугольного
сечения — до 80—90 мм/с (см. табл. 6.2). Расчеты обжатий Ad (A/i)
заготовок по проходам выполняют из условия равенства расчет-
ных нагрузок (усилие и мощность) 75% максимально допустимых
для данной РОМ.
При ковке на РОМ SXP-55 с увеличенной скоростью перемеще-
ния манипуляторов (v > 60 мм/с) на поверхности поковки фор-
мируются винтообразные выступы. На рис. 6.1 показана поковка
(внешний вид и макроструктура), прокованная при скорости
перемещения манипуляторов v = 80-5-85 мм/с (1/1к >1). Для
получения гладкой поверхности на последнем проходе — при изго-
товлении поковок круглого сечения и на предпоследнем — при
изготовлении поковок прямоугольного сечения по способу 2
скорость перемещения манипуляторов устанавливают равной
40 мм/с, которая была предельной в период освоения РОМ (см.
табл. 6.2). Из данных табл. 6.2 следует, что скорость перемеще-
ния манипуляторов при оптимизированных режимах деформиро-
вания по сравнению с ранее применяемым режимом (при освоении
238
Рис. 6.1. Поковка диаметром 125 мм, полученная ковкой на РОМ по способу 2:
а — внешний вид темплета толщиной 120 мм; б — макроструктура в поперечном сечении
поковки
РОМ) для быстрорежущих сталей увеличена в 1,374-2,25 раза
в промежуточных проходах по сравнению с первым.
Новые режимы деформирования с увеличенной относительной
подачей обеспечивают повышение производительности процесса
ковки на РОМ усилием 10 МН в 1,45 раза.
При изготовлении на РОМ SXP-55 сортовых поковок диаметром
120—130 мм из сталей типа Р6М5ФЗ способами ковки 1 и 2 в не-
скольких партиях имелся брак по карбидной неоднородности.
В целях улучшения качества металла крупных сортовых
поковок диаметром ПО—150 мм были опробованы специальные
способы ковки 4, 5 (рис. 5.29), направленные на улучшение де-
формационной проработки металла в осевой зоне заготовки.
В процессе совершенствования технологии изготовления поко-
вок из быстрорежущих сталей на РОМ уточняли температурный
режим ковки. Так, за время передачи слитков из нагревательных
печей к ковочному блоку машины (80—120 с) температура нагрева
поверхности снижалась на 165—175 °C (рис. 6.2). В процессе
ковки по способу 2 вследствие теплового эффекта деформации
температура металла на поверхности заготовки после каждого
прохода была выше (на 15—98 °C для слитков массой 600 кг и на
8—108 °C для слитков массой 1000 кг), чем при ковке по способу 1.
Новый способ ковки позволил проводить деформацию слитков
в температурном интервале 970—1012 °C (см. рис. 6.2) и получать
поковки без поверхностных дефектов.
На рис. 6.2 показаны графики изменения температуры металла
на поверхности заготовок при ковке слитков массой 1000 кг
и 625 кг из стали Р6АМ5 по двум способам. Из графиков следует,
что температура металла на поверхности заготовки при ковке
по способу 2 не опускается ниже 970 °C, а при ковке слитка массой
239
Рис. 6.2. Изменение температуры t металла на поверхности заготовки массой
600 кг (а) и массой 1000 кг (б) по проходам ковки Nn:
1 - С == 0,7; 2 - С = 1,7
1000 кг на последних проходах повышается. Такое повышение
температуры металла связано с деформационным разогревом.
Полученные экспериментальные данные используют при кор-
ректировке режимов ковки и определении истинного сопротивле-
ния деформации металла.
Технологические схемы ковки разрабатывают с учетом суще-
ствующего на предприятии кузнечно-прессового и прокатного
оборудования, его производительности, а также марочного и про-
фильного сортамента изготовляемых поковок. При производстве
поковок из быстрорежущих сталей наиболее типичны три техно-
логические схемы.
1. Ковка на РОМ усилием 10 МН по способу 2 слитков, полу-
ченных ЭШП, массой 1000 кг на сортовые поковки диаметром
110—150 мм.
2. Ковка на РОМ усилием 10 МН по способу 4 или 5 слитков,
полученных ОДВ, массой 1000 кг из сталей типа Р12Ф2К8МЗ
на сортовые поковки диаметром ПО—150 мм.
3. Ковка на РОМ усилием 10 МН слитков, полученных ОДВ,
массой 600, 625, 1000 кг на заготовки сечением от 140x140 до
175x175 мм, последующая ковка их на РОМ усилием 3,4 МН
и молотах на сортовые поковки диаметром 45—140 мм или на
заготовки для прокатных станов.
Оптимизированная технология включает режимы нагрева слит-
ков массой 600, 625 и 1000 кг из быстрорежущей стали, режимы
их деформирования по новому способу ковки (способ 2), режимы
охлаждения металла и отделку. Новые режимы деформирования
слитков из быстрорежущих сталей приведены в табл. 6.2.
По разработанной технологии на РОМ усилием 10 МН изго-
товляют сортовые поковки диаметром ПО—150 мм и передельные
заготовки сечением от 130X130 до 170x170 мм для последующей
деформации ее на РОМ усилием 3,4 МН и на молотах. По новой
технологии освоено производство поковок из быстрорежущих
сталей более 30 марок, что обеспечило качество металла поковок
в соответствии с требованиями стандартов и более высокие тех-
240
нико-экономические показатели по сравнению с ранее действовав-
шей технологией.
Оптимизированная технология ковки на РОМ усилием 10 МН
слитков из быстрорежущих сталей, включающая способ ковки
по (А. с. 1147499 СССР), позволила за счет повышения производи-
тельности процесса и снижения расходных коэффициентов полу-
чить значительный экономический эффект.
6.2. ИЗГОТОВЛЕНИЕ ПОКОВОК
ИЗ КОНСТРУКЦИОННЫХ СТАЛЕЙ
В настоящее время поковки из конструкционных сталей в СССР
получают преимущественно на молотах и прессах. Такие способы
производства поковок характеризуются низкой производитель-
ностью и высоким расходом металла на изделие.
Применение радиальной ковки, по сравнению с другими изве-
стными способами изготовления поковок с удлиненной осью,
и в том числе переменного сечения, обеспечивает значительную
экономию металла, увеличивает в несколько раз производитель-
ность оборудования и повышает точность обработки.
В машиностроении для серийного и мелкосерийного произ-
водства поковок из конструкционных сталей используют РОМ
с небольшим (0,04—4 МН) усилием на бойке. При этом вследствие
максимального приближения формы поковки к готовому изделию
обеспечивается значительная экономия металла в результате
исключения обработки на многих специализированных металло-
режущих станках.
При ковке конструкционных сталей на РОМ наиболее важной
задачей является достижение максимальной производительности
процесса при сохранении требуемого качества поверхности и
формы поковок.
Рассмотрим, при каких значениях скорости подачи заготовки
(скорости движения манипулятора) возможна ковка на РОМ,
с учетом того, что единичные обжатия максимальны по техниче-
ской характеристике машины.
Очаг деформации в продольном сечении (см. рис. 3.33) состоит
из нескольких участков. При этом максимальное единичное обжа-
тие 8 = I tg <р.
Так как для четырехбойковой РОМ I = у/(4п), то можно
запивать
б = l tg ф « v tg ф/(4п).
Процесс ковки на РОМ возможен при выполнении условия:
в <8',
где — ход бойка.
Рассмотрим предельный случай, когда
у tg ф/(4п) = 6',
откуда ошах = 4n8'/tg ф.
241
Следовательно, чем больше ход бойка и частота вращения
заготовки и чем меньше угол наклона заходного участка бойка,
тем с большей скоростью можно подавать заготовку.
Применительно к РОМ мод. ВВ4032Ц, изготовляемых на
РЗТКПО и имеющих ход бойка б = 5,54-6,3 мм,
ушах = 4-5,5-n/tg ф = 22n/tg ф мм/с.
На рис. 6.3 приведена зависимость (линия 1) максимально
возможной скорости v движения манипулятора от частоты вра-
щения п заготовки, которая для исследуемой машины имеет диапа-
зон значений 0,195—1,233 с"1, а также показана область допусти-
мых режимов работы РОМ (область АВС) с учетом параметров
применяемых бойков.
Качество поверхности поковок и точность их размеров зависят
от технологических факторов процесса, определяющих формо-
изменение заготовки. Так как процесс радиальной ковки состоит
из ряда последовательных обжатий заготовки, то образование
требуемой формы поковки будет зависеть от того, как осуще-
ствляются эти обжатия.
При радиальной ковке с поворотом заготовки на угол а в пе-
риод между двумя обжатиями возможны случаи, когда отпечатки
бойков на поверхности деформируемой заготовки после двух
обжатий не перекрывают друг друга или перекрывают частично.
Минимальное обжатие заготовки за проход, при котором на ее
поверхности отсутствуют недеформированные участки, можно
определить из выражения:
Д^ш1п=4-(1-/ттт)> <6Л>
где а = (1 + cos а)/(1 — cos а).
Расчеты, проведенные по формуле (6.1), показали, что при
обжатии более чем на 4 мм поверхность заготовки получается
гладкой за счет постоянного перекрытия двух соседних контакт-
ных поверхностей заготовки с бойком после каждого обжатия.
Возможен также случай, когда на поверхности заготовки обра-
зуются выступы, расположенные по винтовой линии. Из геометри-
ческих построений очага деформаций следует, что данный случай
возможен при подаче I больше длины калибрующего участка
бойка /к [3], т. е. Z/ZK > 1. Максимально допустимую скорость
движения манипулятора, при которой происходит образование
выступов на поверхности заготовки, определяют из выражения
^max = 4и/к.
На рис. 6.3 показана зависимость скорости движения манипу-
лятора утах (линии 2—4) от частоты вращения заготовки при раз-
личной длине калибрующего участка /к для разных компонентов
бойков. Заштрихована область АВС, в пределах которой возможно
242
рис. 6.3. Зависимость мак*
симальной скорости и движе-
ния манипулятора от частоты
вращения п заготовки:
АВС — область допустимы® ре-
жимов работы РОМ; 1 — ф =
== 15°; 2 — = 20 мм; 3 —
1к = 30 мм; 4 — /к е= 40 мм;
S — максимально допустимая
по технической характеристике
РОМ скорость движения мани-
пулятора 133 мм/с
обжатие при выполне-
нии условия, определя-
емого зависимостью
Утах = 22n/tg ф. Однако
при обжатии со скоро-
стью у, лежащей выше
линии 2 (1К = 20 мм),
на поверхности поковки
образуются выступы,
которые на следующем
проходе необходимо ус-
транить, уменьшив ско-
рость движения манипулятора.
С помощью разработанного метода аналитического определе-
ния усилия при радиальной ковке заготовок круглого сечения,
учитывающего переменный угол контактирования бойков с за-
готовкой, подачу заготовки, скорость и степень деформации, форму
бойков, для случая обжатия бойками с углом наклона заходных
участков, равным 15°, и п — 0,195 с"1 получен полином:
Р = 0,5а8 (14,7 - 102,6• 10-2т + 3,0- 10“ауа - 10,3- 10~ву3) 10“3, (6.2)
где у = 46,8 ЛО^Ч + 48,4-10~а Ad + 30,8-10'4 do, Ad — в мм;
v — в мм/с; Од — в МПа; Р — в МН.
С увеличением частоты вращения заготовки от 0,195 до 1,233 с"1
усилие возрастает на 18—22%.
На рис. 6.4 приведена номограмма, построенная путем решения
уравнения (6.2) при условии максимально допустимой нагрузки
для РОМ усилием 1,6 МН. С помощью этой номограммы опре-
деляют максимальное обжатие за проход Ad в зависимости от
диаметра заготовки d0, скорости перемещения манипулятора v
и сопротивления деформации металла о8.
С увеличением угла наклона заходного участка бойка усилие
обжатия уменьшается (см. рис. 5.15), что следует учитывать при
выборе конструкции бойков. Предельное значение этого угла
из условий захвата при горячей обработке составляет 26,6°, при
холодной — 11,3°.
При разработке рациональной технологии радиальной ковки
поковок переменного сечения необходимо рассчитать исходную
243
Рис. 6.4. Номограмма для определения максимального обжатия заготовки за
проход:
1—6 _ скорость перемещения манипулятора соответственно 10, 20, 40, 60, 80 и 100 мм/с
заготовку, предварительно сделав эскиз поковки (рис. 6.5). Эскиз
поковки выполняют с учетом припусков на последующую обра-
ботку и требований к качеству изделий. Припуск на диаметр
предусматривается для поковок, требующих механической обра-
ботки, с целью исправления погрешности сечения по овальности,
а также из-за возможных дефектов на поверхности и кривизны
поковок по длине после ковки.
Припуск по длине обусловлен появлением утяжины в процессе
деформирования на концах поковки, глубина которой зависит
от обжатия, материала и
(рис. 6.6).
исходного диаметра заготовки
Рис. 6.5. Эскизы поковок:
а — для одной детали (Ln == /д + z3); б—
для двух деталей (Ln = 2/д + z2 + 2z3);
Ij. — длина детали; Ln — длина поковки;
— диаметр детали; гг — припуск на диа-
метр; z2 — припуск на разрезку; гя — при-
пуск иа длину
Рис. 6.6. Зависимость глубины утяжи-
ны и на концах поковок из стали 35
от суммарного обжатия Ас/ на РОМ:
1 — исходная заготовка диаметром 50 мм;
2 — исходная заготовка диаметром 120 мм
244
Рис. 6.7. Маршрут ковки ступенчатой детали:
Н — начало ковки; К — конец ковки. Цифры у
стрелок — путь, пройденный манипулятором, мм;
цифры в скобках — номера тактов
Технология изготовления поко-
вок переменного сечения из кон-
струкционных сталей включает вы-
бор инструмента, назначение режи-
мов ковки (обжатия, подачи, кан-
товки), составление схемы ковки
(рис. 6.7), расчет рабочих поло-
жений кулачков механизмов упра-
вления сближением бойков и за-
жимной головки (рис. 6.8).
В процессе освоения отечествен-
ной РОМ усилием 1,6 МН РЗТКПО
экспериментально подтверждены по-
лученные ранее теоретические зави-
симости между технологическими
факторами процесса и основными
параметрами механизма обжатия,
манипулятора и других исполнитель-
ных механизмов машины, правильный выбор которых позволяет
превзойти по основным показателям отечественные и зарубеж-
ные образцы РОМ.
6.3. АНАЛИЗ КАЧЕСТВА МЕТАЛЛА ПОКОВОК
Применение радиального обжатия по сравнению с другими
известными способами изготовления поковок с удлиненной осью,
и в том числе переменного сечения, обеспечивает значительную
экономию металла, увеличивает в несколько раз производитель-
ность и повышает точность обработки. Так как РОМ обычно
оснащены двумя манипуляторами, обеспечивающими непрерыв-
ность процессов, то можно получать однородные микроструктуру
и свойства металла по всей длине поковок.
Сортовые поковки диаметром более ПО мм изготовляют на
РОМ усилием 10 МН, а поковки меньшего диаметра (до 45 мм) —
ковкой на РОМ усилием 3,4 МН и на молотах путем обжатия
промежуточной заготовки, полученной на РОМ SXP-55. Качество
металла исследовали во всем диапазоне профилей сортовых по-
ковок из быстрорежущих сталей.
На рис. 6.9 приведены среднестатистические данные по оценке
центральной пористости в поковках из стали Р6АМ5 в зависи-
мости от размеров сечений, полученных путем деформации слитков
массой 600 и 1000 кг круглого и массой 625 кг квадратного сече-
245
Рис. 6.8. Перемещение зажимной головки (а) и схема установки кулачков (б)
при ковке ступенчатой детали
246
рис. 6.9. Средний балл Бср пористости
металла в осевой воне поковок с раз-
личными размерами поперечного сече-
ния Я из стали Р6АМ5, полученных на
РОМ по способу 2:
I — допустимый балл по ГОСТ 19265—73;
1,2 — слитки круглого еечения массой 1000
и 600 кг соответственно; 3 — слиток квад-
ратного сечения массой 625 кг
ний на РОМ SXP-55 по способу
2, а также в поковках, получен-
ных по технологической схеме
ковка на РОМ — ковка на мо-
лоте. Из приведенных данных
следует, что качество макро-
структуры металла, оценивае-
мой баллом центральной пористости, выше у поковок, полу-
ченных при ковке слитков массой 1000 кг, чем у поковок того
же размера, полученных из слитков массой 625 и 600 кг, из-за
недостаточной проработки их осевой зоны вследствие меньшего
укова. Центральная пористость металла соответствует техничес-
ким требованиям в поковках массой 600 кг, имеющих размеры
поперечного сечения менее 160x160 мм.
На рис. 6.10 показана микроструктура поковки диаметром
125 мм из стали Р6АМ5 (на расстоянии 1/2 радиуса), изготовлен-
ной на РОМ по способу 2 из слитка массой 1000 кг. Микрострук-
тура металла соответствует требованиям ГОСТ 19265—73.
Таким образом, крупные сортовые профили (диаметром НО—
150 мм) из быстрорежущих сталей можно изготовлять на РОМ
из слитков массой 1000 кг.
Рис. 6.10. Микрострук-
тура поковки диамет-
ром 125 мм из стали
Р6АМ5, прокованной
на РОМ по способу 2
247
Обжатие с накручиванием» макроструктуры (способ 2) изме-
няет ориентацию осей анизотропии металла в поперечном сечении
поковки. На рис. 6.11 показана микроструктура быстрорежущей
стали Р12МЗК8Ф2 в подповерхностном слое заготовки диаметром
145 мм, изготовленной на РОМ усилием 10 МН из слитка массой
600 кг с вытяжкой р> = 3 и относительной подачей С = 1/1к ~ 1,5.
На рис. 6.11 видно, что отдельные составляющие избыточной
карбидной фазы на общем фоне полосчатой структуры, вытяну-
той в направлении протяжки заготовки, развернуты относительно
ее продольной оси под значительными углами и имеют вид темных
полос.
Поковки из быстрорежущих сталей, полученные на РОМ,
предназначены для изготовления режущего инструмента, в том
числе фрез, которые при эксплуатации испытывают основные
нагрузки в тангенциальном направлении. Следовательно, измене-
ние анизотропии, достигнутое регулированием макротечения,
должно повысить механические характеристики металла, соответ-
ствующие условиям эксплуатации изделий.
Контроль качества серийного металла показал, что по вторич-
ной твердости, красностойкости, твердости в состоянии поставки
поковки, полученные на РОМ из различных слитков, существенно
не отличаются от поковок, полученных по ранее действующей
технологии на молотах, и соответствуют требованиям ГОСТ и ТУ.
Обезуглероживание металла поковок, полученных на РОМ,
не превышает норм, предусмотренных стандартами, и ниже по
сравнению с ковкой на молотах на 30—50%. Это обусловлено
меньшей продолжительностью нахождения металла в нагрева-
тельных печах при его переделе на РОМ,
Рис. 6.11. Микроструктура поковки диаметром 145 мм ив стали Р12МЗК.8Ф2
в подповерхностном слое, прокованной на РОМ по способу 2
248
Металлографические исследования качества металла показы-
вают, что самый низкий балл карбидной неоднородности имеют
прутки, полученные из слитков массой 1000 кг. Наиболее одно-
родная структура по всему поперечному сечению наблюдается
в поковках, полученных из слитка массой 1000 кг, что обусловлено
его большим суммарным уковом по сравнению с поковками, полу-
ченными из слитков массой 625 и 600 кг. Применение слитка
массой 1000 кг при ковке на РОМ вместо слитков массой 600—
625 кг позволяет получить лучшее качество металла по карбидной
неоднородности, макроструктуре и повысить производительность
процесса (при одинаковых режимах деформирования этих слит-
ков). Этот вывод относится ко всему марочному сортаменту бы-
строрежущих сталей.
Было установлено, что для успешного применения крупного
слитка, полученного ОДВ при производстве сложнолегированных
сталей, необходимы дополнительные технологические операции,
такие, как продувка металла в ковше аргоном, разливка при
пониженных температурах и дополнительное утепление прибыль-
ной части слитка. Поэтому при производстве сложнолегированных
сталей серийно используются слитки, полученные ОДВ, массой
меньше 1000 кг.
Ковка на РОМ слитков массой 1000 кг по способу 2 (Z > ZK)
позволила улучшить микроструктуру и механические свойства
металла по сравнению с ковкой по известному способу 1
(рис. 6.12).
С целью интенсификации проработки литой структуры металла
в осевой зоне слитка разработаны специальные способы ковки
(способы 4 и 5, см. рис. 5.29). Результаты исследования качества
металла поковок, полученных по новым и традиционным способам
ковци, приведены на рис. 6.12. Ковка слитков массой 1000 кг
из стали Р6АМ5 по способу 4 позволяет снизить карбидную не-
однородность в осевой зоне и на расстоянии 1/2 радиуса попереч-
ного сечения поковок от поверхности в среднем на 0,5—1,0 балла,
повысить механические свойства (аИ8Г, KCU) в продольном и попе-
речном направлениях на 9—35%, снизить анизотропию свойств
на 37—50% по сравнению с ковкой по переходам «круг — круг»
(способ 1), что согласуется с данными, полученными при исследо-
вании деформаций в заготовке.
Качество металла поковок, полученных по способу 5, несколько
ниже, чем качество металла поковок, полученных по способу 4.
Ковка слитков по разработанному способу 5 позволяет снизить
карбидную неоднородность в осевой зоне и на расстоянии 1/2 ра-
диуса поперечного сечения поковки от поверхности в среднем
на 0,5 балла (см. рис. 6.12).
Качество металла поковок, полученных по всем разработанным
способам ковки (рис. 6.12), удовлетворяет требованиям соответ-
ствующих ГОСТов и ТУ.
249
Кап,*аВ
Рис. 6.12. Свойства металла поковок в продольном направлении, полученный на
РОМ усилием 10 МН:
/ — допустимый балл по ГОСТ 19265—73; 1—Ь — способы ковки; 2»кн — балл карбид-
ной неоднородности: кап — коэффициент анизотропии прочности, кав — коэффициент
анизотропии ударной вязкости, оизр — предел прочности при изгибе; О, С, П — осевая,
средняя и поверхностная эоны
Из зарубежных данных [39, 40, 41 ] известно, что уменьшением
допусков при ковке на РОМ инструментальных сталей достигается
экономия металла по сравнению с ковкой их на молотах (на 11%)
и прессах (на 18%), а кроме того могут снижаться (до 33%) при-
пуски на обработку резанием поковок.
Анализ требований отечественных стандартов по точности
размеров поковок круглого и квадратного сечений из инструмен-
тальных сталей размером 80—200 мм (рис. 6.13) показывает, что
по сравнению с ковкой на молотах по ГОСТ 1133—71 изготовление
на РОМ позволяет снизить верхние предельные отклонения раз-
меров в 1,9—3,2 раза, а припуски в 1,25—1,85 раз по сравнению
с требованиями ГОСТ 7829—70.
250
рис. 6.13. Припуски /7рП и верхние предель-
ные отклонения Д поковок круглого сечения
различны» диаметров d из инструментальных
сталей:
1, 2 — верхние предельные отклонения поковок
при ковке на РОМ и на молотах (ГОСТ 1133—71)
соответственно:
5, 4 — припуски при ковке на РОМ и на молотах
(ГОСТ 1133—71) соответственно
Изготовление полосовых профи-
лей методом радиального обжатия
также обеспечивает повышенную точ-
ность размеров по сравнению с требо-
ваниями ГОСТ 4405—75.
По сравнению с ранее применяе-
мой технологией производства этих
полос на гидравлических прессах
метод радиального обжатия позволил снизить расход металла на
21,5—29,8% в процессе механической обработки при изготовле-
нии металлургических ножей, уменьшить трудоемкость этой опе-
рации на 38,5 норма/ч на тонну и получить экономический эффект
в среднем 809,1 руб/ т.
Разработан также типоразмерный ряд полос, получаемых на
РОМ (группа высокой точности размеров), точность которых по
площади поперечного сечения на 3—20% выше точности полос,
изготовляемых на прессах.
Таким образом, оснащение кузнечных цехов РОМ дает возмож-
ность изготовлять на них поковки круглого, квадратного и прямо-
угольного сечений из инструментальных, коррозионно-стойких,
конструкционных и других сталей с высокой точностью размеров,
не предусмотренных в типоразмерных рядах действующих стан-
дартов.
ЗАКЛЮЧЕНИЕ
Перспективы дальнейшего совершенствования технологии
ковки на РОМ отражают основные черты, характерные для раз-
вития кузнечной науки и технологии в целом по трем направле-
ниям.
1. Создание новых процессов ковки, основанных на иницииро-
вании и интенсификации макросдвиговых деформаций, регулиро-
вании пластического течения металла в макрообъемах для тради-
ционных, обычных и уже довольно распространенных в промыш-
ленности типов РОМ.
Получение и использование тепловых полей в заготовках
с целью достижения требуемых полей деформаций при обжатии
на РОМ не то чтобы проще, но реальнее, чем на другом прессовом
оборудовании, вследствие высокой степени механизации и автома-
тизации ковочных, транспортных и других работ на РОМ, возмож-
251
ндсти оснащения оборудования установками для заданных режи-
мов нагрева и охлаждения заготовок.
Важным моментом совершенствования и реализации новых
технологических процессов ковки на РОМ является повышение
стойкости ковочного инструмента: чем сложнее форма бойков,
предложенных для регулирования пластического течения металла
при ковке, тем важнее вопрос его стойкости. Для повышения
стойкости ковочного инструмента используют как прямые источ-
ники, так и косвенные средства. Под прямыми источниками
понимают создание новых материалов (сталей, сплавов, компози-
тов) для инструмента, применение специальных режимов терми-
ческой обработки бойков и их поверхности (наплавка твердыми
сплавами, напыление износостойких слоев, лазерная, плазменная,
газодинамическая обработка). Косвенные средства основаны на
анализе перемещений металла по контактным поверхностям при
обжатии. Например, наличие манипуляторов на РОМ дает воз-
можность регулировать симметричность износа профиля бойков
за счет заданного чередования направления кантовок заготовок
при ковке.
Скоростные условия перемещения частиц деформируемой за-
готовки по поверхности бойков позволяют использовать способы
повышения износостойкости поверхностей, применяемые в узлах
трения машин. При ковке на РОМ имеются большие возможности
регулирования тепловых условий работы бойков, чем при ковке
на молоте или прессе, вследствие малого хода и сравнительно
небольшой массы инструмента.
2. Создание новых типов РОМ для решения принципиальных
задач обработки металлов давлением, например конструирования
оборудования (ковочных машин) под конкретный набор техноло-
гических процессов. Прежде всего это конструирование РОМ для
ковки с макросдвигами: для достижения высокого качества струк-
туры металла поковки, проработки литой структуры при ковке
слитков с минимальными уковами, при ковке в минимальными
энергозатратами. Кроме того, конструирование РОМ, способных
выполнять все кузнечные операции: в частности, прошивку, рас-
катку (по всей длине или по части заготовки), высадку. Развитие
этого направления связано с необходимостью расширения номен-
клатуры поковок-изделий, получаемых на РОМ, повышением
выхода годного, снижением суммарной трудоемкости выпуска
деталей для машиностроения.
3. Применение традиционных РОМ по новому назначению
с использованием их деформационных особенностей: малые еди-
ничные обжатия, точность исполнения хода бойков, разное соче-
тание числа бойков, высокая степень автоматизации управления
машиной и возможность синхронной работы с другим оборудова-
нием, например с машинами непрерывного литья. Это направление
не исключает проектирования новых, специальных типов РОМ
и их деформирующих блоков, а наоборот связано с ним.
252
Результаты теоретического исследования очага деформаций,
механики пластического течения металла при ковке на РОМ,
экспериментальный материал по ковке прокатанных заготовок,
слитков, заготовок, полученных на МНЛ, предложенные читате-
лям в этой книге, дадут возможность как технологам, так и кон-
структорам-проектировщикам РОМ обоснованно принять реше-
ние в каждом из трех перечисленных направлений совершенство-
вания радиальной ковки.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Акаро И. Л. Интенсификация кузнечного производства в машинострое-
нии на базе перестройки и технического перевооружения//Кузнечно-штамповоч-
ное производство. 1987. № 11. С. 14—15.
2. Егоров Г. В., Радюченко Ю. С., Чудаков П. Д. Об определении оптималь-
ной величины подачи при радиальном обжатии заготовок сплошного сечения//
Кузнечно-штамповочное производство. 1978. № 7. С. 5—8.
3. Зверяев Н. Ф. Напряженное состояние и усилие деформации при рота-
ционной ковке//Тр. Ленинградского политехнического института им. М. И. Ка-
линина: Тематич. отраслевой сб. М., 1964. № 238. С. 73—80.
4. Ковтанюк Ю. П., Поспелов И. А., Лазоркин В. А. Освоение технологии
радиальной ковки полосы из стали ДИ 32//Кузнечно-штамповочное производ-
ство. 1986. № 12. С. 2—3.
5. Лазоркин В. А., Тюрин В. А., Залужный Ю. Г. Исследование радиаль-
ного обжатия слитков и заготовок ив быстрорежущих сталей//Кузнечно-штампо-
вочное производство. 1987. № 6. С. 7—9.
6. Лазоркин В. А., Тюрин В. А., Поспелов И. А. Разработка и внедрение
рациональных режимов деформирования слитков из инструментальных сталей
на радиально-ковочной машине//Кузнечно-штамповочное производство, 1986. № 5.
С. 8—10.
7. Ланской Е. Н., Артес А. Э. О путях реконструкции технологической
базы машиностроения//Кузнечно-штамповочное производство. 1987. № И.
С. 12-14.
8. Лузин Ю. Ф., Киселев Н. Н. Режимы радиальной ковки в зависимости
от свойств деформируемого металла//Качественные стали и сплавы: Тематич.
отраслевой сб. М., 1978. № 3. С. 93—97.
9. Любвин В. И. Обработка металлов радиальным обжатием. М.: Машино-
строение, 1975. 248 с.
10. Манегин Ю. В., Степанов В. Н., Лузин Ю. Ф. Освоение технологии
радиальной ковки на машине РКМ усилием 10 000 кН//Кузнечно-штамповочное
производство, 1981. № 10. С. 17—20.
11. Мори Тосиаки, Сэкамото Конти. Применение радиально-ковочных ма-
шин//Пурэсу гидзюцу. 1972. Т. 10. № 10. С. 34—37.
12. Осадчий А. Н., Поспелов И. А., Лазоркин В. А. Основные тенденции
развития передела слитков из быстрорежущих сталей в СССР и за рубежом:
Обзор. информ./Ин-т «Черметинформация». М., 1982. 16 с.
13. Петров А. И., Подрабинник И. М. Состояние и перспективы развития
кузнечно-прессового машиностроения//Кузнечно-штамповочное производство.
1987. № 11. С. 5—6.
14. Подрабинник И. М. Современные кузнечно-прессовые машины больших
усилий: Обзор. М.: НИИмаш. 1979. с. 33—35.
15. Подрабинник И. М. Состояние и тенденции развития кузнечно-штампо-
вочного производства за рубежом. М.: НИИМАШ. 1984. с. 14.
16. Радюченко Ю. С. Комплексное решение вопросов развития технологии
и оборудования для радиального обжатия//Кузнечно-штамповочное производ-
ство. 1987. № 6. С. 2—5.
253
17. Радючевко Ю. С. Ротационное обжатие. М.: Машиностроение, 1972
176 с.
18. Радючевко Ю. С., Новиков В. М. Технологические возможности приме,
нения радиального обжатия в условиях серийного производства//Кувнечно-штам.
повочное производство. 1976. № 11. С. 6—9.
19. Ростовщиков В. А. Технология и оборудование для формообразования
полни длинномерных поковок горячим радиальным обжатием//Кузнечно-штампо-
вочное производство. 1987. № 6. С. 10—13.
20. Савинов Е. А. Технологические и конструктивные особенности радиально-
обжимных (ковочных) машин и перспективы их развития//Кузнечно-штамповоч-
ное производство. 1981. С. 20—23.
21. Суслов Л. М. О ковке на радиально-ковочных машинах//Кузнечно-
штамповочное производство. 1975. № 4. С. 17—19.
22. Тюрин В. А. Теория и процессы ковки слитков на прессах. М.: Машино-
строение, 1979. 240 с.
23. Тюрин В. А., Кадымов Г. М., Мамедов С. Ф. Применение РОМ в про-
изводстве заготовок для нефтяного машиностроения//Кузнечно-штамповочное
производство. 1987. № 6. С. 17—18.
24. Тюрки В. А., Осадчий А. Н., Лазоркин В. А. Степень и скорость деформа-
ции при ковке полосы на радиально-ковочных машинах//Изв. вузов. Черная ме-
таллургия. 1981. № 4. С. 74—78.
25. Тюрин В. А., Осадчий А. Н., Лазоркин В. А. Теория и технология обра-
ботки металлов давлением/Научн. тр. МИСиС. М. 1982. № 139. С. 65—69.
26. Тюрин В. А., Экарев М. С. Состояние и перспективы развития радиаль-
ного обжатия заготовок. М. ВНИИТЭМР. 1988. Вып. 5. 56 с.
27. Хояз Г., Валенцак М., Гобуш Д. Новая поточная линия для ковки леги-
рованных сталей//Черные металлы. 1974. № 18. С. 7—14.
28. Ширинкин Л. В. Технологические возможности и область применения
радиально-обжимных машин//Кузнечно-штамповочное производство. 1987. № 6.
С. 6—7.
29. Штрымов А. И., Суслов Л. М., Липилина Т. В. Изготовление поковок
ступенчатых валов и осей на радиально-ковочных машинах//Кузнечно-штампо-
вочное производство. 1972. № 6. С. 46—47.
30. Экспресс-информация. Институт «Черметинформация». М., 1988. Сер.
Обработка металлов давлением, металловедение и термическая обработка, по-
рошковая металлургия. Вып. 11. С. 1—3.
31. Alberts Н. Feinschmieden-ein rationelles verforhren der Umfomtechnik//
Fertigungstechnik und Betrieb. 1975. Bd 25, N 10. S. 620—621.
32. Angebot auf eine hydraulische Langschmiedenanlage D1000. Maschinen-
jabrin Sack Gmb. Dusseldorf—Rath. 1975. S. 47.
33. Automatic forging machine at Firth Brown Ztd//Metallurgia. 1979. V. 46.
N 8. P. 543.
34. Breumwieser H. Langschmiedemaschinen//Technische Mitteilungen BRD.
1972. N 8. S. 378—379.
35. Gleichzeitiges Reduzieren und Stauchen von WerkstukenZ/Bander Bleche
Rohre. 1971. N 7. S. 331.
36. Grasman F., Pustowka E. Kotlina odksztafcenia i przebieg odnsztafcania
procesie kucia w Kowarkach//Hutnik (PRL). 1979. N 7. S. 290—297.
37. Hojas H. GFM Precision Radial Forging Maschines//Proceedings of the
FIA Equipment Symposium. Chicago. 1973. P. 32.
38. Hojas H. Use of forging maschines for the production of high quality bar
Steel//Machinery and Production Engineering. 1977. V. 30. N 7. P. 62—64.
39. Jortzik B., Buschman R. Rationalisirung der technologischen Fertiguns-
vorderarbeitung bei NS//Umformtechnik. 1977. Bd. 11. N 6. S. 15—18.
40. Kendall A. Installation of a GFM forging machine at Firth Brown//Metal-
lurgia and Metal Forming. 1978. V. 45. N 1. P. 35—37.
41. Lachoti C., Liuzzi L., Altan T. Computer—Aided analysis of stresses,
loads, metal flow and temperatures in radial forging of tubes. International Con-
ference on Rotary Metal — Working Processes, London, 1979.
254
ОГЛАВЛЕНИЕ
1. Введение в технологию ковки радиальным обжатием................. 3
1.1. Область применения и технологические возможности современ-
ных радиально-обжимных машин и автоматизированных ком-
плексов на базе РОМ.............................................. 3
1.1.1. Характеристика РОМ.................................... 3
1.1.2. Применение РОМ в заготовительном производстве машино-
строения .................................................... 6
1.1.3. Применение РОМ при ковке слитков и заготовок легиро-
ванных сталей и сплавов .................................... 10
1.2. Типовые технологические процессы производства поковок на РОМ 12
1.2.1. Изготовление гладких поковок......................... 12
1.2.2. Изготовление поковок переменного сечения............. 16
1.2.3. Изготовление полых поковок .......................... 18
1.2.4. Изготовление специальных и сложнопрофильных поковок 21
1.3. Основные схемы устройств для радиального обжатия........... 22
1.3.1. Роликовые и рычажные РОМ ............................ 22
1.3.2. Гидравлические РОМ................................... 24
1.3.3. Кривошипно (эксцентриково)-шатунные РОМ.............. 29
2. Механика деформирования при ковке на РОМ....................... 32
2.1. Характеристика деформационного воздействия на заготовку. . 32
2.2. Особенности получения и обработки экспериментальных данных
для определения деформаций .................................... 38
2.2.1. Получение объемных координатных решеток методами
порошковой металлургии ..................................... 38
2.2.2, Методика определения деформаций при ковке на РОМ. . 44
2.3. Кинематические характеристики пластического течения металла 47
2.3.1. Траектории смещений и перемещения ................... 50
2.3.2. Поля деформаций...................................... 53
2.3.3. Градиент деформаций.................................. 56
2.3.4. Направления главных деформаций...................... 59
2.4. Роль потоков вытеснения металла............................ 62
2.4.1. Траектория смещений и перемещения ................... 64
2.4.2. Поля деформаций...................................... 66
2.4.3. Градиент деформаций.................................. 69
2.4.4. Главные направления.................................. 71
2.5. Напряженное и деформированное состояния металла при ковке
на РОМ................................. 73
2.5.1. Структура очага деформаций и стадийность его развития 73
2.5.2. Напряженное состояние металла при ковке на РОМ ... 79
3. Технологические и геометрические параметры радиальной ковки ... 86
3.1. Направление и величина подачи заготовки..................... 86
3.1.1. Деформации и «закручивание» при радиальной ковке круг-
лых заготовок .............................................. 87
3.1.2. Поля деформаций для разных подач...................... 91
3.2. Фиксация потоков вытеснения металла......................... 98
3.3. Комбинирование режимов ковки...............,............... 100
255
3.4. Форма и соотношения размеров бойнов ...................... 102
3.4.1. Траектории смещений и перемещения .................. 104
3.4.2. Поля деформаций..................................... 104
3.4.3. Градиент деформаций................................. 108
3.4.4. Изолинии главны» направлений........................ 108
3.4.5. Преобразование полей деформаций по элементам техноло-
гии ковки.................................................. 108
3.4.6. Накопление деформаций при ковке .................... 111
3.5. Геометрические параметры очага деформаций................. 112
3.5.1. Геометрические параметры очага деформаций при ковке за-
готовок круглого, квадратного и прямоугольного сечений 113
3.5.2. Формы очага деформаций и области и» реализации. ... 115
3.6. Форма и расчет поверхности контакта....................... 119
3.6.1. Ковка заготовки прямоугольного сечеиия по схеме «прямо-
угольник — прямоугольник» .................................. 120
3.6.2. Ковка круглой заготовки по схеме «круг — круг» ... 122
3.7. Деформационно-скоростные условия радиального обжатия ... 130
3.7.1. Дробность деформации и междеформационные паузы. . . 130
4. Энергосиловые параметры радиального обжатия...................... 146
4.1. Расчет усилия, работы и мощности . ......................... 146
4.2. Тензометрирование процесса ковки............................ 158
4.3. Влияние технологических факторов ........................... 160
5» Основы построения режимов ковки на РОМ........................... 173
5.1. Характеристика объектов деформирования...................... 173
5.2. Выбор способа радиального обжатия........................... 182
5.3. Оценка технологических возможностей и выбор конструкции ин-
струмента ....................................................... 187
5.4. Согласование технологических факторов....................... 197
5.4.1. Регулирование распределения деформаций................ 197
5.4.2. Рекомендации по выбору режима деформирования и про-
изводительности ковки ....................................... 211
5.4.3. Комбинирование технологических процессов ковки .... 217
5.4.4. Влияние режимов ковки на структуру и механические
свойства металла эталонных поковок........................... 220
6. Реализация процессов ковки на РОМ.............................. 234
6.1. Изготовление поковок из специальных сталей и сплавов. . . . 235
6.2. Изготовление поковок из конструкционных сталей............ 241
6.3. Анализ качества металла поковок............................ 245
Заключение ........................................................ 251
Список литературы.................................................. 253