Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Проблемы проектирования и производства изделий из разнородных материалов обработкой давлением 11
1.1. Современное состояние исследований процессов получения армированных изделий 11
1.2. Методы обеспечения прочности адгезионных связей в изделиях из разнородных материалов 13
1.3. Технологические процессы изготовления изделий из разнородных материалов формообразованием металлов в твердой и жидкой фазах 17
1.4. Анализ условий работы поршня и способов его изготовления 19
1.5. Выбор технологических параметров процесса штамповки армированного поршня 21
1.6. Анализ существующих схем изготовления поршня двигателя внутреннего сгорания 23
1.7. Выводы по главе 28
1.8. Постановка задач исследования 29
Глава 2. Материалы, оборудование и методики исследования процесса штамповки биметаллических изделий 30
2.1. Методики оценки прочности адгезионных связей 30
2.2. Материалы и оборудование, используемые для экспериментов 37
2.3. Натурный эксперимент по штамповке биметаллического изделия и методики исследования его качества 39
2.4. Методика определения классификационного признака технологического процесса штамповки изделий из разнородных материалов из кристаллизующегося металла 41
2.5. Методика расчета экономической эффективности внедрения прогрессивного технологического процесса 47
Глава 3. Исследование влияния технологических параметров штамповки биметаллического изделия на прочность сцепления его элементов 51
3.1. Исследование зависимости прочностных характеристик адгезионного взаимодействия разнородных металлов от температурно-силовых и геометрических параметров процесса штамповки армированного изделия 51
3.2. Исследование влияния параметров шероховатости контактной поверхности инструмента на сцепление разнородных 4 металлов 63
Глава 4. Разработка алгоритма проектирования технологического процесса штамповки изделий с армирующими элементами из кристаллизующегося металла 69
4.1. Совместимость металлов, соединяемых в изделии 71
4.2. Оценка требуемой величины механического давления при изготовлении изделий с армирующими элементами штамповкой кристаллизующегося металла 73
4.3. Алгоритм выбора основных технологических параметров процесса штамповки изделий с армирующими элементами из кристаллизующегося металла 81
Глава 5. Разработка технологического процесса изготовления поршня двигателя внутреннего сгорания с армирующей вставкой штамповкой кристаллизующегося алюминиевого сплава 84
5.1. Разработка технологической оснастки для изготовления поршня штамповкой кристаллизующегося металла 84
5.2. Прочность адгезионных связей на контакте поршневого алюминиевого сплава и чугунной вставки 91
5.3. Результаты натурного моделирования 91
5.4. Расчет экономической эффективности внедрения прогрессивного технологического процесса изготовления заготовки поршня 740.30 96
Заключение 102
Список используемой литературы 104
- Методы обеспечения прочности адгезионных связей в изделиях из разнородных материалов
- Материалы и оборудование, используемые для экспериментов
- Исследование влияния параметров шероховатости контактной поверхности инструмента на сцепление разнородных 4 металлов
- Оценка требуемой величины механического давления при изготовлении изделий с армирующими элементами штамповкой кристаллизующегося металла
Введение к работе
В настоящее время с ростом мощностей в автомобильной промышленности постоянно повышается энерговооруженность силовых агрегатов автомобилей. В связи с новыми требованиями ЕВРО-2, ЕВРО-3, предъявляемыми к двигателям внутреннего сгорания грузовых автомобилей, из-за растущих нагрузок на поршневую группу ресурс поршней, изготовленных по традиционным технологиям, снижается.
В связи с тем, что традиционные технологии и материалы перестают отвечать повышающимся эксплуатационным потребностям, возникают новые технологические потребности. Это способствует разработке и применению биметаллических изделий, обладающих, как известно, уникальным набором свойств. Например, такая пара материалов как сталь - алюминиевый сплав является весьма перспективной, вследствие высокой удельной прочности получаемого композиционного материала или биметаллического изделия.
Однако, применение традиционных методов формообразования армированных изделий, таких, как литье, литье под давлением, горячая объемная штамповка в ряде случаев затруднено вследствие сложной пространственной структуры армирующей системы и различием свойств составляющих их компонентов. Кроме того, ряд недостатков, присущих традиционным технологиям, также затрудняет получение качественных армированных изделий. В итоге получение прочного биметаллического изделия становится невозможным по причине либо крайней сложности совмещения арматуры и матрицы изделия, либо из-за малой прочности адгезионных связей на их контакте. Применение таких технологий, как литье с кристаллизацией под давлением не всегда позволяет обеспечить прочность соединения разных металлов, например, сплавов на основе железа и алюминия. Это означает, что действия температуры и давления зачастую не достаточно для возникновения адгезионных связей на контакте разнородных металлов.
Возникает необходимость разработки новых технологических процессов, с помощью которых возможно создание пространственно армированных изделий, состоящих из различных металлов с прочностью адгезионного взаимодействия компонентов, соответствующей новым требованиям уровня качества полученного изделия, как по внешним показателям (качество поверхности, точность размеров), так и по внутренним (отсутствие внутренних дефектов). Кроме того, новый процесс должен быть таким, чтобы при его внедрении перевооружение производственного
7 парка, обошлось без значительных экономических и трудовых затрат.
На основе патентных исследований и анализа традиционных способов изготовления объемных армированных изделий, предложен и исследован способ штамповки биметаллических изделий в процессе кристаллизации более легкоплавкого металла с принудительным пластическим сдвигом затвердевшего компонента по поверхности армирующего элемента.
Этот процесс имеет ряд существенных отличительных признаков от традиционных методов формообразования горячего металла, таких как штамповка в режиме сверхпластичности, горячая объемная штамповка, литье с кристаллизацией под давлением, тиксолитье. Основное отличие способа - образование адгезионных связей сначала совмещением жидкой фазы и твердого армирующего элемента, кристаллизация расплава на поверхности арматуры, затем пластическая деформация закристаллизовавшейся части сплава со сдвигом его по контактной поверхности в условиях гидростатического давления при продолжающейся кристаллизации остального объема расплава. Относительное перемещение закристаллизовавшейся части сплава по поверхности армирующего элемента в условиях нормального давления способствует обнажению ювенильных поверхностей и образованию дополнительных мостиков схватывания, значительно повышая конструктивную прочность армированного изделия.
Однако, в настоящее время, несмотря на большой объем исследований, выполненных в области штамповки изделий из кристаллизующихся сплавов, процессы получения качественного биметаллического изделия из кристаллизующегося сплава изучены не достаточно полно. Поэтому во многих случаях выбор температурно-силовых параметров процесса штамповки биметаллических изделий из сплавов на основе алюминия и железа в процессе кристаллизации алюминиевых сплавов производится на основе накопленного производственного опыта. Для установления оптимальных режимов штамповки биметаллических изделий из алюминиевых сплавов с армирующими элементами из сплавов на основе железа, например поршня ДВС, и обеспечения прочной межкомпонентной связи в изделии необходимы дополнительные теоретические и экспериментальные исследования в этой области.
Следовательно, актуальность разработки методики штамповки биметаллических изделий из сплавов на основе железа и алюминия не вызывает сомнения.
Работа выполнена на кафедре «Машины и технология обработки металлов
8 давлением» Камского государственного политехнического института при поддержке гранта Т02-06.4-271 Министерства образования Российской Федерации.
Целью работы является определение режимов штамповки биметаллических изделий из сплавов на основе алюминия и железа в процессе кристаллизации алюминиевых сплавов повышающих эксплуатационные свойства за счет формирования прочных адгезионных связей на контакте разнородных металлов.
Для достижения поставленной цели в работе были определены и решены следующие научные задачи:
Исследовать закономерности получения биметаллических изделий из сплавов на основе алюминия и железа штамповкой кристаллизующегося металла.
Разработать методику экспериментальной оценки прочности адгезионного взаимодействия разнородных материалов в биметаллическом изделии, получаемом штамповкой кристаллизующегося металла.
Разработать математическую модель оценки влияния параметров процесса получения биметаллического изделия штамповкой кристаллизующегося металла на прочность адгезионного взаимодействия.
Разработать методики проектирования технологии штамповки биметаллических изделий из кристаллизующихся алюминиевых сплавов.
Разработать технологическую схему для штамповки поршня двигателя внутреннего сгорания с чугунной вставкой в процессе кристаллизации алюминиевого сплава.
Методы исследований. В работе в качестве основных применены методы статистического анализа для обработки экспериментальных данных при проведении планового эксперимента.
Исследование осуществляли по следующим направлениям: а) оценка прочности адгезионных связей разнородных материалов в биметаллическом изделии, полученном штамповкой кристаллизующегося металла; б) оценка влияния геометрии армирующего элемента биметаллического изделия штампуемого из кристаллизующегося металла на прочность адгезионных связей; в) натурный эксперимент по формообразованию биметаллического изделия из разнородных материалов штамповкой кристаллизующегося металла.
Проведение факторного эксперимента осуществляли с целью получения
9 уравнений регрессии, связывающих геометрию армирующего элемента и температурно-силовые параметры процесса изготовления биметаллического изделия штамповкой кристаллизующегося металла с прочностью адгезионной связи.
Теоретическое исследование энергосиловых параметров процесса производили с помощью аналитических методов расчета с описанием движения сплошной среды в координатах Эйлера.
Проверку адекватности полученных уравнений регрессии и формул, описывающих энергосиловых параметров исследуемого процесса, производили сравнением расчетных и экспериментальных данных.
В работе получены следующие новые научные результаты:
Разработана математическая модель процесса штамповки биметаллического изделия с цилиндрическим армирующим элементом в процессе кристаллизации, устанавливающая зависимость между средним усилием деформирования заготовки, контактными условиями и толщиной вертикальных стенок изделия, кристаллизующихся на поверхности инструмента и армирующего элемента.
Установлено влияние температурного и силового параметров штамповки биметаллических изделий из кристаллизующихся алюминиевых сплавов на прочность сцепления со стальным армирующим элементом без промежуточного слоя в диапазоне температур нагрева армирующего элемента 140-280С, при давлениях прессования 0-100 МПа.
Определено влияние геометрических параметров армирующего элемента на прочность адгезионных связей между компонентами штампуемого биметаллического изделия. Установлено, что при значении угла наклона контактной поверхности армирующего элемента к направлению прессования 3-5 обеспечивается максимальная прочность сцепления алюминиевого сплава и стальной арматуры.
На основе регрессионного анализа разработана математическая модель, устанавливающая взаимосвязь между температурно-силовыми параметрами процесса штамповки биметаллического изделия из кристаллизующегося металла, геометрическими параметрами армирующего элемента и прочностью адгезионных связей в получаемом изделии в диапазоне температур 140-280С, давлений 0-100 МПа, углов наклона контактной поверхности армирующего
10 элемента 0-10. Модель позволяет оценивать на стадии проектирования прочность биметаллических изделий и выбирать оптимальный режим штамповки.
Практическая ценность и реализация работы заключается в следующем:
Разработана методика оценки влияния технологических и геометрических
параметров процесса штамповки изделий с армирующими элементами из
кристаллизующегося металла на прочность адгезионных связей разнородных
материалов.
Разработан и защищен патентом РФ № 2205089 способ изготовления поршней двигателя внутреннего сгорания с армирующей вставкой штамповкой из кристаллизующегося металла.
Расчетная экономия в связи с повышением качества и долговечности деталей при замене литья в кокиль на новый метод при программе выпуска поковок поршней 150000 шт, составляет 19 млн. руб. по ценам на ноябрь 2004г.
Результаты работы используются в учебном процессе при подготовке специалистов по специальности 1204 «Машины и технология обработки металлов давлением».
Результаты работы используются в учебном процессе при подготовке специалистов по специальности 1204 «Машины и технология обработки металлов давлением».
Апробация работы. Результаты работы докладывались и обсуждались на 8-ми Международных, Всероссийских и региональных конференциях и симпозиумах.
Личный вклад. Все основные теоретические и экспериментальные исследования, подготовка публикаций, докладов на конференциях проводились автором лично или под научным руководством научного руководителя при непосредственном участии автора.
Основные результаты работы опубликованы в семнадцати научных трудах, которые включены в список литературы.
Диссертация состоит из введения, пяти глав, заключения и списка литературы, включающего 168 наименований. Работа изложена на 118 страницах машинописного текста, содержит 34 рисунка, 11 таблиц.
Методы обеспечения прочности адгезионных связей в изделиях из разнородных материалов
Прочность адгезионных связей в армированных металлических изделиях определяется способностью двух металлов образовывать в пятне контакта переходный слой, физическая природа и прочность которого может быть различна в зависимости от внешних условий и соединяемых материалов. Поверхность раздела армирующий элемент - матрица в армированном изделии - особенная область, поскольку по ней происходит передача напряжения от матрицы к арматуре и локальные напряжения в изделии достигают максимальных значений как раз вблизи или непосредственно на границе раздела, здесь обычно и начинается разрушение.
Прочность всего изделия определяется состоянием поверхности раздела, характером возникающей связи [2-А, 6-7, 9, 10]. При получении армированных материалов из материалов, взаимно не растворимых друг в друге или не взаимодействующих друг с другом, трудно обеспечить надежное сцепление арматуры и матрицы. Для улучшения их сцепления используют присадки к матрице или на арматуру наносят покрытие, что вызывает реакции взаимодействия на поверхности раздела, которые, улучшая схватывание, понижают механические свойства изделия. В большинстве случаев соединение металлической матрицы с металлической арматурой может сопровождаться их химическим взаимодействием с образованием хрупких интерметалл ид ных соединений [2, 3]. Для того чтобы изделие из разнородных материалов обладало стабильными свойствами при повышенных температурах, его компоненты должны быть механически и химически совместимыми. Понятие химической совместимости включает понятия термодинамической совместимости и кинетической совместимости [8].
В соответствии с классификацией А. Г. Меткалфа [4, 8, 11] по виду межфазного взаимодействия на границе раздела все разнородные материалы делятся на три класса: компоненты взаимно нерастворимы и не образуют химических соединений; компоненты образуют твердые растворы и не образуют химические соединения; компоненты взаимодействуют с образованием химических соединений. Деление на классы условно, они различимы при определенном интервале температур, времени и легирования. При этом в изделиях из разнородных материалов между материалами матрицы и армирующего элемента могут наблюдаться шесть видов связи [4, 7, 8]: механическая, смачивание или растворение, реакционная, обменно-реакционная, оксидная, смешанная.
Согласно этой теории твердофазных топохимических реакций, разработанной Н. Н. Рыкалиным и М. X. Шоршоровым с сотрудниками [12—16], процесс формирования связей при сварке в процессе пластического деформирования протекает в три стадии: деформирование микровыступов поверхности и сближение атомов на расстояния действия сил Ван-дер-Ваальса с возможным слабым химическим взаимодействием; активация контактных поверхностей, при этом роль активных центров выполняют поля упругих искажений кристаллической решетки; точечные дефекты; места выхода дислокаций в зону контакта и их скопления; развитие взаимодействия на активных центрах по поверхности контакта, распространяющееся затем на неко торую глубину. Объемное химическое взаимодействие заключается, прежде всего, в прохождении рекристаллизации и гетеродиффузии. Таким образом, твердофазные процессы обеспечивают наиболее прочную связь компонентов, если они завершаются на границе второй и третьей стадии. Последнее позволяет утверждать, что при получении прочного соединения разнородных материалов качество связи компонентов определяется не только природой компонентов, но и всеми параметрами деформационного процесса.
Согласно правилу Юм-Розери твердые растворы образуют те металлы, у которых атомные диаметры отличаются не более чем на 15%. Такие пары металлов образуют прочные мостики холодной сварки [17, 18].
Для мета стабильных твердых растворов, образующихся при ионной имплантации [19], применяется метод [20], основанный на диаграммах (графиках) Даркен-Гурри. Для построения этих графиков используется правило Сууда: метастабильные твердые растворы замещения будут образовываться, если радиусы имплантируемых атомов отличаются на (-15...40)% от радиуса мишени и электроотрицательность их разнится от электроотрицательности атомов мишени на величину ± 0.7.12.2. Теории образования и развития адгезионных связей на контакте твердых металлических поверхностей.
До настоящего времени нет единой теории, позволяющей объяснить механизм возникновения и развития адгезионных связей разнородных металлов при любых внешних условиях взаимодействия. Наиболее широко известны следующие теории и гипотезы [5, 21-62]: рекристаллизационная [25-29], диффузионная [43, 44, 46], пленочная [39-42], дислокационная [14, 21, 49-51], энергетическая [30, 31, 63], электрическая [37], электронная [36, 38], имплантационная [32, 33, 47], химическая [52, 53], адсорбционная [60-62].
Анализ гипотез и теорий адгезионного взаимодействия показывает, что соединение разнородных металлов является сложным процессом, состоящим из элементарных актов схватывания, природа которых определяется целым комплексом внешних и внутренних факторов, рассмотрение которых позволяет сделать следующие выводы. Все существующие теории изготовления изделий из разнородных материалов, находящихся в твердом состоянии, сводятся к четырем необходимым условиям образования адгезионных связей на контакте металлов: высокая чистота поверхности соединяемых металлов; значительное давление для сближения поверхностей на расстояние равное параметру решетки; сходство кристаллических решеток и близкое значение их параметров; пластическая деформация металлов для вы ведения из-под оксидных пленок ювенильных поверхностей. Деформация может быть как двухкомпонентной, когда деформируются оба составляющих контакт элемента, так и однокомпонентний, но в этом случае необходимая степень деформации значительно больше 121].
Материалы и оборудование, используемые для экспериментов
Экспериментальная часть исследований проводилась с использованием сплавов на основе алюминия, одного из наиболее перспективных материалов для матриц композиционных материалов и биметаллических изделий.
В опытах использовался технический свинец, алюминий АД и алюминиевые сплавы АД31, АК18, сталь 40. Сплав АК18 применяют на ОАО «КамАЗ» для изготовления отливок поршня двигателя автомобиля «КамАЗ». Состав алюминиевых сплавов приведен в табл. 2.2.
Для получения образцов хорошего качества и повышения достоверности результатов экспериментов проводились следующие мероприятия: плавку алюминиевых сплавов производили так, чтобы свести к минимуму возможность попадания в расплав различных примесей и загрязнений; в качестве флюса для эффективного сбора и удаления из расплава шлака использовали смеси хлористых солей калия и натрия; при заливке расплав пропускали через сетчатый фильтр, представляющий собой металлическую проволочную решетку с величиной ячейки 1 мм для очистки от крупных включений и взвешенных окисных пленок; заливку расплава в матрицу штампа производили с наиболее низкого уровня спокойной непрерывной струей во избежание возникновения турбулентных потоков, приводящих к захвату расплавом воздуха и, как следствие, образованию замешанных окисных плен; армирующий элемент изготовляемого образца биметаллического изделия перед установкой в матрицу штампа очищался наждачной бумагой и обезжиривался. прочностные испытания изготовленных образцов проводились после их остывания до комнатной температуры 25..28 С; при переходе к плавке нового сплава тигель механически очищали от остатков предыдущего сплава и полностью окрашивали; перед каждой заливкой расплава штамповая оснастка очищалась механически, нагревалась до температуры 150 С, затем на нее наносилась краска, либо смазка с помощью пульверизатора; для тигля и штамповой оснастки применяли краски и смазки, согласно рекомендациям [9, 82, 111, 139]. Для смазки инструмента и, в ряде случаев, поверхности армирующего элемента также применялась графитовая смазка «Синтезол».
В ходе эксперимента плавка алюминиевых сплавов и нагрев оснастки производили в электропечи сопротивления СНО 3x6x2/10 И2, имеющей устройство слежения, контроля и отображения температуры. К этому устройству была подсоединена дополнительная термопара, с помощью которой контролировалась температура армирующего элемента.
Штамповку образцов биметаллических изделий из кристаллизующегося алюминиевого сплава осуществляли на гидравлическом прессе ZD-100 номинальным усилием 1 МН. Испытания по оценке прочности адгезионных связей проводили на разрывной машине Р-20 номинальным усилием 200 кН.
Для определения влияния шероховатости твердой поверхности инструмента, либо армирующего элемента на характер контактного взаимодействия проведены эксперименты по известной методике, заключающиеся в определении коэффициента контактного трения при осадке кольцеобразных образцов на плитках со специально подготовленной контактной поверхностью методом осадки кольца [140— 141]. Осадка проводилась на семи плитках с различной шероховатостью и рисунком следов механической обработки. Контактная поверхность экспериментальных плиток была подготовлена следующими операциями обработки резанием: полирование (шероховатость Ra 0,4 мкм), шлифование (шероховатость Яа=1.25 мкм), точение (шероховатость Яэ=1,6 мкм, Ra=2,5 мкм, Ra Z,2 мкм, Ra=5 мкм) и фрезерование (шероховатость /?а=6,3 мкм).
Для исследования и моделирования процесса изготовления поршня автомобиля «КамАЗ» была изготовлена экспериментальная оснастка (рис.2.5). Оснастка представляет собой штамп с пуансоном и съемником. В штампе осуществляли штамповку поковок, по форме и размерам, приближенным к поршню автомобиля «КаМАЗ». Заливку расплава в матрицу штампа производили сверху с помощью мерного ковша. Далее осуществляли подвод пуансона на быстром ходу, в течение которого происходило подстуживание расплава, и производили штамповку кристаллизующегося металла в поковку с пластической деформацией затвердевших стенок.
Поковку выдерживали под давлением до полного затвердевания по всему объему, после чего давление снимали и штамп разбирали. После охлаждения поковки проводили исследование макро- и микроструктуры.
Твердость штампованных алюминиевых сплавов замеряли по методу Бри-нелля при нагрузке 1000 кгс шариком 10 мм.
Для выявления макро- и микроструктуры полученных биметаллического изделия из сплавов на основе алюминия и железа применяли следующие растворы для травления темплетов и шлифов: 10+15% раствор едкого натра NaOH - макроструктура алюминиевого сплава; 0,5% раствор плавиковой кислоты HF - микроструктура алюминиевого сплава и для определения интерметаллидов; 4% раствор азотной кислоты HNO3 в этиловом спирте - микроструктура железоуглеродистого сплава и переходной зоны.
Получение армированных изделий штамповкой кристаллизующегося металла можно отнести к комбинированному методу получения композиционных материалов и изделий, так как адгезионное взаимодействие контактирующих металлов начинается при жидкофазном совмещения матрицы и армирующего компонента [3, 142]. При этом происходит контакт твердой арматуры с расплавом основы при нормальном и, далее, при повышенном давлении; а заканчивается при статическом твердофазном взаимодействии компонентов. В то же время, основная стадия штамповки армированного изделия происходит при пластической деформации твердой фазы кристаллизующейся алюминиевой основы. Обычно, при проектировании подобных процессов не принимают во внимание возможность перемещения закристаллизовавшегося компонента по поверхности армирующего элемента под действием деформирующего пуансона.
Однако, в случае перемещения поверхности твердой фазы закристаллизовавшегося сплава по поверхности армирующего элемента в условиях гидростатического давления может наблюдаться образование сварного соединения участков контактных поверхностей. Процесс образования прочной адгезионной связи между разнородными материалами армированного изделия, при его штамповке, довольно не
Исследование влияния параметров шероховатости контактной поверхности инструмента на сцепление разнородных 4 металлов
При горячей обработке металлов давлением коэффициент контактного трения обычно полагают равным по величине максимальному. Это справедливо лишь для расчета усилия деформирования. Но для управления пластическим течением металла в приконтактной зоне требуется задавать различные контактные условия, влияющие на коэффициент трения между заготовкой и инструментом.
Характер формоизменения в процессе осадки образцов на экспериментальных плитках исследовался путем непосредственного измерения линейных размеров образца и посредством установления зависимостей между относительными расчетными коэффициентами и степенью осадки.
В результате экспериментов определены зависимости изменения внутреннего и наружного диаметров осаживаемых кольцеобразных образцов в условиях анизотропии трения на контакте инструмент-образец.
Получены величины коэффициента трения вдоль и поперек следов механической обработки //// и ц± без смазки, и те же параметры со смазкой р±м и ///" соответственно.
Для степени осадки 40% зависимость коэффициента трения от шероховатости поверхности экспериментальной плитки и наличия смазочной пленки на ее поверхности представлена на рис. 3.8 [147 -148].
По рис.3.8. видно, что коэффициент контактного трения значительно разнится вдоль и поперек следов механической обработки, при испытании без смазочного материала.
Кроме того, на графиках /л от Ra наблюдаются максимумы при Ra » 3 мкм. Максимальное значение, при этом, имеет коэффициент контактного трения в направлении поперечной составляющей шероховатости без смазки контактных поверхностей (/ « 0,4). Применение разделительной смазки контактных поверхностей уменьшает как сами коэффициенты контактного трения ц/?м и ///", так и различие между ними. Удельное сопротивление относительному перемещению затвердевшей основы биметаллического изделия по поверхности инструмента при штамповке, а также при извлечении из штампа сильно зависит от рисунка шероховатости даже при наличии смазывающего вещества. Это позволяет в ряде случаев изменить вид механической обработки поверхности инструмента с целью создания более благоприятного для контактного течения, даже некоторым увеличением величины шероховатости, но без изменения или, даже, с уменьшением коэффициента трения. Так, например, по графику на рис.3.8. видно, что при трении со смазкой вдоль следов механической обработки при Ra 2 мкм коэффициент трения рц не превышает коэффициента трения поперек следов механической обработки /;/м при Ra 0,8 мкм. По результатам экспериментов видно, что при деформации образцов инструментом с шероховатостью поверхности Ra « 1,25 мкм различие коэффициентов трения ju//M и ц±м составляет 0,035. Это, при нормальном давлении 200 МПа дает выигрыш 7 Н на 1 им2 контактной поверхности при переходе от поперечного рисунка шероховатости к продольному. Таким образом всего лишь изменив направление механической обработки можно значительно уменьшить затраты на трение при штамповке и облегчить извлечение охватываемого пуансона из поковки. Более того, появляется возможность уменьшить штамповочные уклоны на инструменте. И наоборот, удалив смазывающие вещества из зоны контакта и создав рисунок шероховатости поперек направления скольжения, можно повысить коэффициент трения, что может сопровождаться адгезионным взаимодействием трущихся поверхностей. Тогда, одна лишь рациональная подготовка поверхности армирующего элемента механической обработкой уже позволит повысить прочность адгезионного взаимодействия составляющих армированное изделие элементов.
Проведенное исследование по осадке свинцовых образцов позволяет прогнозировать поведение других металлических материалов при той же гомогологической (сходственной) температуре. Деформирование свинца проводили при комнатной температуре, что соответствует гомогологической температуре «0,5.
В табл. 3.1. приведены температуры для некоторых материалов, поведение которых при пластическом деформировании моделирует свинец при испытании в нормальных условиях.
Кроме того, известно [150], что при гомогологической температуре 0/вллжО,5 зависимость твердости от температуры для металлов имеет перелом, поэтому, эту точку можно считать характерной.
Согласно правилу А.А. Бочвара, деформирование металла при гомогологической температуре выше 0,4 происходит при разупрочняющих процессах, так называемая горячая деформация. Таким образом, можно считать, что полученные зависимости коэффициента контактного трения распространяются на процессы горячей объемной штамповки при температурах рекристаллизации. При более высоких температурах коэффициент контактного трения, вследствие уменьшения прочностных характеристик материала заготовки, будет расти, однако горбообразная форма зависимости коэффициента трения от параметров шероховатости останется.
Обобщая результаты эксперимента можно сделать следующие выводы. Величина шероховатости, ее рисунок и наличие разделительного слоя на твердой поверхности определяют условия контактного взаимодействия затвердевшего пластичного матричного сплава с инструментом и армирующим элементом изделия. Следовательно, можно, управляя указанными параметрами, облегчить или затруднить относительное перемещение контактирующих металлов. Практическая ценность полученной зависимости (рис.3.8) для формообразования изделий из разнородных материалов заключается в том, что, подготовив соответствующим образом поверхность армирующего элемента, можно повысить прочность схватывания разнородных металлов, имеющих значительные отличия в кристаллических решетках и величинах электроотрицательности. Применительно к инструменту можно сказать, что направление следов механической обработки по отношению к направлению
Оценка требуемой величины механического давления при изготовлении изделий с армирующими элементами штамповкой кристаллизующегося металла
Как показал эксперимент для разрушения армированного изделия, путем сдвига армирующего стержня вдоль цилиндрической поверхности или путем проворачивания необходимо преодолеть силу трения, прямо пропорциональную нормальному давлению и коэффициенту трения, который может быть достаточно большим за счет шероховатости, насечек, резьбы.
Однако, между твердым элементом и залитым расплавом возможно образование прерывистого зазора, вследствие незаполнения впадин между неровностями, особенно при плохом смачивании расплавом твердой поверхности или большом переохлаждении расплава на контакте с армирующим элементом. В случае ламинарного течения расплава при заливке формы и при несмачивании поверхности поток имеет вид накатывающейся волны, и между потоком и твердой поверхностью создаются воздушные прослойки, способствующие образованию зазора. Накладываемое на кристаллизующийся металл давление создает условие для качественного отображения рельефа поверхностей армирующего элемента и инструмента.
Анализ литературных данных показал, что сжатие холодных образцов из чистого алюминия при давлении, превышающем предел текучести в 4 раза, значение действительной площади контакта составляет 95% от номинальной при отсутствии смазки, 55% - при смазке минеральным маслом [154]. При горячей деформации площадь контакта растет более интенсивно.
Из этого следует, что при формообразовании изделия из разнородных материалов штамповкой кристаллизующегося металла давление играет особую роль. Повышение механического давления при кристаллизации вызывает повышение гидростатического давления, что приводит к увеличению фактической площади контакта. Однако, при работе с легкоокисляющимися сплавами этого будет недостаточного для адгезионного взаимодействия с материалом арматуры, из-за разделительного действия оксидной пленки. Для разрушения этой пленки необходима пластическая деформация приконтактных слоев затвердевающего материала с выводом из-под разрушенных окисных пленок ювенильных слоев металла.
Для определения величины давления, необходимой для формообразования безпористой поковки, логично будет смоделировать процесс штамповки твердо-жидкой заготовки с помощью известного процесса, для которого главные силовые соотношения известны. Для этого рассмотрим кристаллизацию металла под механическим давлением при поршневом прессовании в цилиндрическом контейнере. Предположим, в момент начала прессования расплав в контейнере занимал некоторый объем, характеризуемый диаметром D высотой Из. После окончания процесса штамповки, твердая поковка занимает меньший объем, характеризуемый высотой h при том же диаметре D. Отношение (Нз-Ь)/Нз является функцией линейной усадки сплава а и величины давления рн при кристаллизации [155]:туры при кристаллизации и удаления газовой пористости.
По данным [137] затраты на сжатие газовоздушной пористости при штамповке кристаллизующегося металла составляют 11% от деформирующего усилия. Еще 26% отнимают силы трения в зоне контакта инструмента. Остальная часть расходуется на деформирование затвердевающей корки. Так как затраты на трение и деформирование твердого компонента составляют около 90% от общего усилия процесса, целесообразность моделирования штамповки кристаллизующегося металла процессами горячей объемной штамповки для расчета силовых параметров не вызывает сомнения.
Литературный анализ показал, что при рассмотрении процесса штамповки кристаллизующегося металла задаются скоростью роста толщины закристаллизовавшейся корки лишь для определения времени выдержки под давлением. А усилие штамповки определяют как произведение площади поковки в плане на предел проч ности сплава при температуре солидус.
Для осуществления моделирования процесса штамповки изделий из кристаллизующегося металла представим исходную заготовку в виде толстостенной трубы внешним диаметром D высотой Нз с переменным во времени сопротивлением деформированию. Внутренний диаметр о трубы выберем таким, чтобы объем трубы равнялся объему сплошного цилиндра высотой л при том же диаметре D. Тогда внутренний объем полости трубы будет равен разности объемов жидкой заготовки до штамповки и твердой поковки после {рис.4.1).
Такое допущение корректно по следующим причинам: Кристаллизация расплава начинается от стенок штампа. Растущие корки образуют в некотором роде трубу с утолщающимися в процессе осадки стенками. В обоих случаях наружный диаметр заготовки не изменяется. Высота на начальном и конечном этапе у обеих заготовок одинакова. При прессовании обоих заготовок значительная часть работы деформирования будет тратиться на трение по стенкам и дну контейнера, а также по пуансону. В кристаллизующейся заготовке последней затвердевает центральная часть, где при недостатке давления образуются дефекты усадочного характера (пористость, раковина). Трубная заготовка имеет схожие условия заваривания внутренней полости. Твердая заготовка полностью имитирует горячую объемную штамповку на последнем этапе прессования кристаллизующегося расплава.Из (4.1) конечная высота поковки будет равна:
При линейной усадке алюминиевых сплавов 0,9-И ,3% и давлении прессования 50-5-200 МПа конечная высота поковки будет составлять 95,6 91,6% от высоты расплава до формообразования.
Легко показать, что отношение — равно (4.1). Соответственно, внутреннийдиаметр трубы d будет составлять 21,1 28,9%, а толщина стенки трубы -35,6-:-39,5% от наружного D.
Рассмотрим процесс осадки трубы в контейнере (рис.4.1, а). Весь смещаемый при высадке металл идет на уменьшение внутреннего диаметра вблизи поверхности пуансона. Неравномерность распределения деформаций, которая наблюдается да Jобъясняется наличием сил трения на стенках контейнера]. Очевидно, что касательные напряжения трения определяют глубину очага пластической деформации Z.
Решение задачи по определению усилия и глубины очага пластической деформации при высадке вовнутрь конца трубы приведено в [133].
Упрощенная схема элементарного акта высадки показана на рис.4.1, б. Пуансон перемещаясь на величину Ah перемещает металл вовнутрь трубной заготовки. Уравнение условной границы раздела течения металла имеет видДля указанных пределов изменения внутреннего диаметра и величины коэффициента контактного трения ц-0,1..0,5 относительная глубина пластической деформации (4.3) и удельное усилие пластической деформации (4.4) будет изменяться в пределах, показанных на рис.4.2. Для ц=0,5 глубина зоны пластической деформации будет равна 44,8+48,2% от диаметра D. То есть, слой металла толщиной « 0,45-D, находящийся под пуансоном, будет пластически деформироваться. Следовательно, прочность схватывания матричного материала изделия с армирующим элементом будет зависеть от того, находиться ли последний в пластически деформируемом слое.
Среднее давление штамповки равно 1,45-cs при максимальном значении коэффициента трения.
Для моделирования штамповки осесимметричного биметаллического изделия с цилиндрическим армирующим стержнем решена задача осадки двух коаксиально расположенных труб в штампе ( см. рис.4.3). Внутренняя труба осаживается на оправке диаметром 2гв, наружная - в обойме диаметром 2RH
