Расчет многослойных контейнеров для экструзии дисперсно-упрочненных композиций на основе металлов

УДК 621.791.753.0

Г. Ф. Ловшенко, канд. техн. наук, доц., Ф. Г. Ловшенко, д-р техн. наук, проф.,

А. И. Хабибуллин

РАСЧЕТ МНОГОСЛОЙНЫХ КОНТЕЙНЕРОВ ДЛЯ ЭКСТРУЗИИ ДИСПЕРСНО-УПРОЧНЕННЫХ КОМПОЗИЦИЙ НА ОСНОВЕ МЕТАЛЛОВ

Дан краткий анализ проблем, возникающих при экструзии механически легированных дисперсно-упрочненных гранулированных композиций на основе металлов. Предложена методика выбора наиболее подходящего материала для изготовления контейнеров, режимы его термообработки и метод расчета оптимальных геометрических параметров двух- и трехслойных контейнеров. Применение многослойных контейнеров для экструзии дисперсно-упрочненных композиционных материалов на основе меди позволило значительно снизить действующие напряжения и повысить стойкость технологической оснастки в

7-12 раз.

Введение

Основные технологические этапы изготовления механически легированных дисперсно-упрочненных материалов на основе металлов (алюминия, меди, железа, никеля) включают в себя реакционное механическое легирование; холодное прессование полученных дисперсно-упрочненных гранулированных композиций; термообработку холоднопрессованных брикетов; горячее прессование (экструзия) прутков требуемого профиля; формообразование заготовок методами горячей объемной штамповки и, наконец, получение изделий с помощью механообработки.

Большую роль в формировании структуры и высокого комплекса физикомеханических свойств материалов играет горячая экструзия с высокими степенями деформации. В процессе экструзии нагретый брикет с композиционным материалом помещается в контейнер и выдавливается через отверстие в матрице. Профиль получаемого изделия соответствует форме и размерам отверстия матрицы.

Экструзия механически легированных дисперсно-упрочненных металлических композиций имеет ряд особенностей, обусловленных их физико-механическими свойствами. Материалы характеризуются высокой температурой рекристаллизации, находящейся в пределах 0,80-0,95Тпл основы. Этот интервал определяет темпера-

туру нагрева заготовок для горячего прессования. Кроме того, дисперсно-упрочненные композиции имеют высокие значения горячей твердости, характеристик жаропрочности и относительно низкую пластичность. Для снижения скорости охлаждения заготовок, помещенных в контейнер для обработки, температура нагрева последней должна быть предельно максимальной, но не превышать температуру ее разупрочнения, которая для лучших теплостойких сталей находится ниже 600 оС. При этом следует учитывать, что высокая температура нагрева заготовок и большие усилия при экструзии вызывают дополнительный разогрев на глубину более 2 мм поверхностей матрицы и контейнера, находящихся в непосредственном контакте с выдавливаемой композицией, до температур, на 100-200 °С превышающих температуру рекристаллизации теплостойких сталей. Жесткие температурно-силовые условия работы матриц и контейнеров обуславливают их низкую стойкость и, как следствие, резко повышают стоимость материалов. Так, например, при экструзии механически легированных жаропрочных медных материалов с пределом текучести более 700 МПа стойкость контейнера не превышает 100 рабочих циклов, а стойкость матрицы - 50 рабочих циклов [1]. В связи с этим задача повышения стой-

кости инструментальной оснастки для экструзии механически легированных дисперсно-упрочненных материалов является важной и актуальной.

Повышение стойкости прессового инструмента достигается применением обратной экструзии, при которой перемещение композиции относительно стенок контейнера, а следовательно, и усилие на преодоление трения, минимально. Это приводит к снижению усилия экструзии по сравнению с прямым выдавливанием на 20-30 % и, как следствие, увеличению стойкости оснастки в 1,3-1,5 раза. Недостатком обратной схемы является сложность конструкции и более низкая стойкость пуансона.

Проблема повышения стойкости прессового инструмента для экструзии может быть принципиально решена путем применения многослойных контейнеров, состоящих из нескольких полых цилиндров, посаженных друг на друга с натягом, что обеспечивает более равномерное распределение нагрузки по сечению.

Целью настоящего исследования являлась разработка методики расчета оптимальных геометрических параметров многослойных контейнеров и выбор материалов для их изготовления.

Методика исследования

Напряжения в цилиндрическом контейнере от давления прессования и натяг, обеспечивающие равнопрочность насаженных друг на друга цилиндров, определяли расчетным методом [2]. Для проведения прочностных расчетов необходимо было определить давление, которое оказывает гранулированная композиция в процессе экструзии на внутренние стенки контейнера, и характер его распределения по длине канала контейнера в зависимости от высоты экструдируемого брикета. С этой целью была создана экспериментальная установка, представ-

ляющая собой технологическую оснастку для экструзии, позволяющую регистрировать изменения давления в процессе экструзии в канале контейнера. Экспери-

ментальная установка имела геометрические параметры реальной технологической оснастки для экструзии порошковых композиций: диаметр внутреннего отверстия контейнера - 64 мм, наружный диаметр - 170 мм, глубина внутреннего отверстия контейнера -150 мм, диаметр отверстия матрицы -16 мм. В канале контейнера были установлены 13 месдоз.

Сигналы месдоз регистрировались осциллографом Н-700-01. Для предотвращения ослабления сечения месдозы в канале контейнера располагались радиально по винтовой линии, имеющей шаг 120 мм через каждые 30°. Таким образом, месдозы размещались через каждые 10 мм от поверхности матрицы по винтовой линии. В качестве материала контейнера применялась сталь 3Х2В8Ф, а для матрицы и пуансона -сталь Р6М5К5.

Холоднопрессованные брикеты дисперсно-упрочненной гранулированной композиции на основе меди имели диаметр 62 мм и высоту от 20 до 140 мм с интервалом 10 мм. Перед экструзией брикеты нагревались до температуры 750 °С в печи с восстановительной атмосферой, а контейнер, матрица и пуансон - до 350 °С.

Тензодатчики устанавливались на месдозы с помощью фенолоформаль-дегидного модифицированного клея ВК-18М, имеющего интервал рабочих температур, равный 60-500 °С. Для смазки канала матрицы применялась графито-силиконовая суспензия.

Максимальное давление на стенки контейнера достигало значений 800 МПа. Полученные значения давлений использовали при проведении расчетов на прочность контейнера.

Результаты исследования и их обсуждение

Прочность цилиндра, работающего при внутреннем давлении, можно увеличивать только до определенного предела. Исходя из теории наибольших

касательных напряжений известно, что при любом увеличении толщины стенки цилиндра его нельзя изготовить на давление, большее, чем Р = -Ы. Распределение

2

напряжений можно улучшить, разгрузив внутренние слои за счет более интенсивного использования наружных. Для этого необходимо изготовить контейнер составным, надевая на него бандаж с определенным натягом. В этом случае величина допускаемого внутреннего давления может быть значительно повышена.

При посадке одного цилиндра на другой с натягом окружные напряжения от во внутреннем цилиндре становятся сжимающими, а в наружном - растягивающими. Наличие этих предварительных напряжений облегчает условия работы контейнера при создании внутреннего давления в процессе экструзии. Если такой цилиндр подвергнуть внутреннему давлению, то в нем возникнут дополнительные растягивающие окружные и сжимающие радиальные напряжения. Эти напряжения определяются по формулам Ляме, как и для цельного цилиндра.

Напряжения в материале толстостенного цилиндра от внутреннего давления определяются по формулам Ляме [3]:

а =

г

а =

г

2 2 г — г

г2 1

2 2 г — г

г2 1

( г2 ^

1 + -7 V г У

( г2 ^

1—-т г2

V У

р1;

р1,

где г1 - внутренний радиус цилиндра, м; г2 - внешний радиус цилиндра, м; г - текущее значение радиуса, м; р1 - внутреннее давление, МПа; аТ - окружные напряжения, МПа; аг - радиальные напряжения, МПа.

Окружные напряжения от внутреннего давления будут складываться с напряжениями от посадки в наружном цилиндре и вычитаться из них во внутреннем. Таким образом, материал контейнера работает более равномерно. Это распределение на-

пряжений имеет место при работе материала в пределах упругости. Натяг А, который обеспечивает условие равнопроч-ности для двух цилиндров и напряжения во внутреннем цилиндре, можно определить по формулам Гадолина [2]:

л 2Р

Д =------

Е г32

а = Р -

2 2 г — г

1 — -

+ -

2 2 2 2 г — г г — г

V 3 2 2 1 у

где г1 - внутренний радиус первого цилиндра, м; г2 - внешний радиус первого цилиндра, м; г3 - внешний радиус второго цилиндра, м; Е - модуль упругости, МПа; аэкв - эквивалентные напряжения (разность наибольшего и наименьшего главных напряжений),

аэкв = (а1 - а3).

Произведем расчет двухслойного контейнера со следующими исходными данными: усилие пресса - 2500 КН; максимальное внутреннее давление в контейнере Р = 800 МПа; температура нагрева внутреннего цилиндра -450 °С; внутренний радиус первого цилиндра г1 = 0,032 м; внешний радиус второго цилиндра г3 = 0,085 м; внешний радиус первого цилиндра г2 =

= лМ  г3 = д/0,032  0,085 = 0,052 м; Е500 = 18 • 104 МПа (для стали 4Х5МФС) [4].

В качестве допущения примем, что давление внутри контейнера распределяется равномерно. Тогда

а = 800 -

2  0,0852

0,0852 — 0,0322

1 — -

0,0852

0,0522

0,0852 — 0,0522 + 0,0522 — 0,0322

= 1284 МПа;

1

2

2

г

г

2

2

2

X

1

X

2•800 г 2

А =-------- • І0,052 • 0,0852 х

18•104 1

х (0,0522 • 0,0322)]/[0,0852 х х (0,0522 - 0,0322) + 0,0522 х х (0,0852 - 0,0522)/= 21,9 • 10-5 м.

Если принять, что материал контей-

нера в процессе экструзии может нагреваться до температуры 500 °С, то натяг должен составлять 21,9 -10-5 м.

Механические свойства наиболее подходящих марок сталей и режимы термообработки, необходимые для достижения заданных свойств, приведены в табл. 1-3 [5].

Табл. 1. Влияние режимов термообработки на пределы текучести при нагреве сталей 4Х5МФС и 3Х3М3Ф

Марка стали Режим закалки, °С Режим отпуска, °С ^ 0,2, МПа ^ 0,2/500, МПа

4Х5МФС 1040 580 (2 ч) 610 (2 ч) 1870 1500 1620 1040

(30 мин, масло) 640 (2 ч) 1250 760

1040 580 (2 ч) 1230 1070

3Х3М3Ф 61 0 2 ч) 1400 1010

(30 мин, масло) 640 (2 ч) 1220 820

3Х3М3Ф 1040 600

3Х3М3Ф 1040 600

Табл. 2. Влияние режимов термической обработки на механические свойства штамповой стали 4Х5В4ФСМ

Закалка Охлаждающая среда Режим отпуска Механические свойства

г, ° С т, мин г, °С т, ч ^0,2 0,в *^0,2/500

640 3 1180 1380 790

1020 30 Масло

640 6 980 1200 650

120 Соляная ванна 600 3 1570 1880 1330/1040

1040 630 3 1410 1660 1160/930

120 Воздух 630 3 1480 1710 1150

600 3 1720 2020 1410

1070 30 Соляная ванна

630 3 1570 1780 1230

600 3 1470 1730 1201

120 Масло

600 3 1770 2070 1440

1070 120 Соляная ванна 630 3 1600 1830 1330/1030

600 3 1680 1970 1380

120 Воздух 630 3 1550 1730 1250/970

580 3 1700 — —

610 2 1520 1780 1800

1080 30 Масло

640 2 1440 1400 860

640 6 1070 1260 710

Примечание. * В знаменателе приведены значения предела текучести, измеренные при температуре 600 °С.

Табл. 3. Влияние режимов термической обработки на механические свойства штамповой стали для горячего деформирования 3Х2В8Ф

Закалка Режим отпуска При растяжении, МПа КСи*, Дж/см2

г, °С т, мин Охлаждающая среда г, °С т, ч О0,02 О0,2 Он О0,2/500**

1120 30 Масло 630 3 1170 1320 1510 1160 890 650 960

1120 30 Соляная ванна 630 650 3 3 1180 1350 1650 1200 1040 1150 990 560 950

Воздух 1120 1300 1610 1200 490

1120 30 420 °С 630 3 950

(на бейнит) 1230 1440 1590 1150 230

1120 120 Масло 630 3 1410 1520 1660 1170 950 570

Соляная ванна 630 3 1100 1360 1660 1250

1120 120 650 3 1020 1210 530

1120 120 Воздух 630 3 1030 1340 1650 1240 970 270

Примечание. * В числителе данные, относящиеся к качественным сталям, в знаменателе - к сталям, полученным электрошлаковым переплавом.

** В знаменателе приведены значения предела текучести, измеренные при температуре 600 °С.

Поскольку значения аэкв не превышают предел текучести при температуре 500 °С для сталей указанных марок, то дальнейшие прочностные расчеты за пределами упругости можно не производить.

В связи с тем, что в случае экструзии дисперсно-упрочненных материалов на основе никеля и железа локальный нагрев материала контейнера происходит до температур, достигающих 600 °С и выше, приходится производить расчеты и для трехслойных контейнеров.

В этом случае формулы Гадолина после соответствующих преобразований приобретают следующий вид:

_ РВ ' (Г4 + Г12) 2Р2 ' Г22 .

22 г - г

2 71

РВ • г,2 •

+

+

"2 (г42 — г ) • г2

Л • (Г2 + г2) 2Р3 • Г32.

22 Г — Г '3 '2

22 Г — Г

32

РвіГ1Іі(Г11+_Г32) + Р3 • (Г42 + Г32).

(Г42 — Г12) • Г32

+

22 г — г

43

А =-

4г„

Е •

А =-

4г

Е •

г2 — г2 Р • г2 • -3-----------1- — Р • г2

2 2 2 2 3 3

V г2 — г1 У

г2 — г2 Р • г2 • -*------------------------------^ — Р • г2

3 3 2 2 2 2

V г4 — г3 У

где гі - внутренний радиус первого цилиндра, м; г2 - внешний радиус первого цилиндра, м; г3 - внешний радиус второго цилиндра, м; г4 - внешний радиус третьего цилиндра, м; РВ - внутреннее давление, МПа; Р2 - давление от натяга во втором цилиндре, МПа; Р3 - давление от натяга в третьем цилиндре, МПа; Д2 - натяг второго цилиндра, м; Д3 - натяг третьего цилиндра, м.

Произведем расчет трехслойного контейнера со следующими исходными

данными: максимальное внутреннее давление Р = 800 МПа; температура нагрева внутреннего цилиндра - 500-600 °С; внутренний радиус первого цилиндра г1 = 0,032 м; внешний радиус первого цилиндра г2 = 0,042 м; внешний радиус второго цилиндра г3 = 0,057 м; внешний радиус третьего цилиндра г3 = 0,085 м; Е500 = 18,7 -104 МПа; Е500 = 17,7 -104 МПа (для стали 3Х2В8Ф); Е500 = 18 -104 МПа; Е500 = 16 -104 МПа (для стали 4Х5МФС) [6]. В качестве допущения примем, что давление внутри контейнера распределяется равномерно.

Тогда

о 1 =

экв 1

800 • (0,0852 + 0,0322) 0,0852 — 0,0322

2Р2 • 0,0422 „

----^---------- = 1064 — 4,76 • Р2;

0,0422 — 0,0322

800• 0,0322 •

+

+

”” 2 (0,0852 — 0,0322) • 0,0422

Р2 • (0,0572 + 0,0422) 2Р3 • 0,0572

0,0572 - 0,0422 0,0572 - 0,0422

= 673 + 3,4Р2 — 4,33Р3;

800 • 0,0322 •

+

+

(0,0852 — 0,0322) • 0,0572

Р3 •

3 ^------------------- = 426 + 2,61Р3.

0,0852 — 0,0572 3

Исходя из условия равнопрочности трех цилиндров а эв 1 _а экв 2 _а экв 3, можно записать систему из двух уравнений

1064 - 4,76Р2 = 673 + 3,4Р2 - 4,33Р3;

426 + 2,61Р3 = 1064 - 4,76Р2,

откуда

Р 2 = 90 МПа, Рз = 80 МПа.

Тогда

а , _а 2 _а 3 = 1061 - 4,76Р2 =

экв 1 экв 2 экв 3

= 1061 - 4,76 • 90 = 635 МПа.

Исходя из результатов произведенных расчетов и данных табл. 1, видно, что в качестве материала для изготовления трехслойного контейнера возможно применение недорогих и недефицитных сталей типа 4Х5МФС, 4Х4ВМФС, 3Х3М3Ф, 3Х2Н2МВФ,

4Х3ВМФ.

Произведем расчет натягов, которые обеспечивают условие равнопроч-ности для трех цилиндров.

А2 =

4 • 0,042

16-104 •

90-0,0422 • °,°57; — °,0322 — 80• 0,0572 1 =

0,0422 — 0,0322

= 15,4 •10—5 м;

А =-

4 • 0,057

16 •Ю4 •

Ґ

0,0852 - 0,0422

0,0852 — 0,0572

— 90 • 0,0422 1 =

= 19,5 •10—5 м.

При производстве прутков с большей площадью поперечного сечения возникает необходимость применения прессового оборудования с большим усилием, что, в свою очередь, вызывает увеличение действующих в контейнере напряжений.

Произведем расчет двухслойного контейнера для экструзии на прессе усилием 4000 КН со следующими исходными данными: максимальное внутреннее давление в контейнере Р = 800 МПа; температура нагрева внутреннего цилиндра - 500 °С; внутренний радиус первого цилиндра г1 = 0,04 м; внешний радиус второго цилиндра г3 = 0,11 м; внешний радиус первого цилиндра

г2 _ф^73 _д/0,04- 0,110 _ 0,066 м; Е500 =

= 18,7 -104 МПа; Е600 = 17,7 -104 МПа (для стали типа 3Х2В8Ф, 4Х5В4ФСМ) [6]:

X

X

, _ 800 - 2; °’п’ , X

экв 0,112 - 0,042

1 --

0,11

0,0662

х 0,11 - 0,0662 + 0,0662 - 0,042 ^

_ 1252 МПа;

Исходя из результата произведенного расчета и данных табл. 3 видно, что в качестве материала для изготовления двухслойного контейнера возможно применение штамповой стали 3Х2В8Ф при условии, что температура нагрева поверхности канала не будет превышать 500 °С.

В случае экструзии дисперсно-упрочненных сплавов интервалы времени между операциями должны быть не менее 5 мин, в противном случае возникает пластическая деформация контейнера и матрицы.

Необходимый натяг составляет

9 ЯПП

Д _ —:-----X [0,066- 0,112 - (0,0662 - 0,042)]/

18,7-104 1 ’V, , л

/[0,112 [ (0,0662 - 0,042) + 0,0662 - (0,112 - 0,0662)] _ 2,8 -10-4 м;

При необходимости повышения интенсивности процесса экструзии для изготовления контейнеров приходится выбирать более дефицитные и дорогостоящие стали 2Х14М5К13, 05Х5М8К11, 2Х12В8К10, увеличивать габаритные размеры оснастки или изготавливать трехслойные контейнеры из сталей типа 3Х2В8Ф.

Данные расчеты явились базой для проведения конструкторских работ, на основании которых были спроектированы и изготовлены многослойные контейнеры для горячей экструзии дисперсно-упрочненных материалов на основе различных металлов. Значения стойкости одно- и многослойных контейнеров, изготовленных из стали 3Х2В8Ф, приведены в табл. 4.

1

х

Табл. 4. Стойкость одно- и многослойных контейнеров при экструзии дисперсно-упрочненных композиций на основе различных металлов

Дисперсно-упрочненная композиция на основе Температура подогрева контейнера, оС Температура нагрева брикетов, оС Стойкость, число циклов

Однослойный Двухслойный Трехслойный

Бе 550 1050-1100 35-40 200-280 350-400

N1 550 1100-1150 15-20 100-200 150-200

Си 450 800 100-200 700-1400 2000-2400

Заключение

Контейнеры для горячего прессования с большими степенями обжатия дисперсно-упрочненных гранулированных

композиций на основе металлов работают в жестких температурно-силовых условиях, что обуславливает их низкую стойкость.

Проблема повышения стойкости прессового инструмента для экструзии может быть принципиально решена пу-

тем применения многослойных контейнеров, состоящих из нескольких полых цилиндров, посаженных друг на друга с натягом, что обеспечивает более равномерное распределение нагрузки по сечению.

Расчет натяга осуществляется исходя из равнопрочности насаженных друг на друга цилиндров с использованием формул Ляме и Гадолина.

Применение многослойных контейнеров позволяет повысить срок службы инструмента для горячего прессования в 7-12 раз.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Ловшенко, Г. Ф. Теоретические и технологические аспекты создания наноструктурных механически легированных материалов на основе металлов / Г. Ф. Ловшенко, Ф. Г. Ловшенко. - Могилев : Белорус.-Рос. ун-т, 2005. - 276 с.

2. Сопротивление материалов / Под ред. В. И. Писаренко. - Киев : Вища шк., 1986. - 512 с.

3. Беляев, Н. М. Сопротивление материалов / Н. М. Беляев. - М. : Наука, 1976. -617 с.

4. Термическая обработка в машиностроении: справочник / Под ред. Ю. М. Лахтина, А. Г. Рахштадта. - М. : Машиностроение, 1980. -783с.

5. Артингер, И. Инструментальные стали и их термическая обработка : справочник : пер. с венгер. / И. Артингер. - М. : Металлургия, 1982. - 312 с.

6. Стали и сплавы. Марочник / В. Г. Сорокин [и др.] ; науч. ред. В. Г. Сорокин, М. А. Гервасьев. - М. : Интермет Инжиниринг, 2001. -608 с.

Белорусско-Российский университет Материал поступил 05.10.2007

G. F. Lovshenko, F. G. Lovshenko, A. I. Habibullin Calculation of multy-layer containers for extrusion of mechanically alloyed dispersed and strengthened granulated composites based on metals

Belarusian-Russian University

A brief analysis of the problems appearing at extrusion of mechanically alloyed dispersed and strengthened granulated composites based on metals has been given in the paper. The method of choosing the most appropriate material for container production, ways of thermal treatment and method of calculation of optimum geometrical parameters of 2- and 3-layer containers have been suggested. Use of multy-layer containers for extrusion of dispersed and strengthened compositional materials based on copper allowed to decrease the stress and increase the firmness of technological means.