Министерство науки и высшего образования Российской федерации
Федеральное государственное автономное образовательное учреждение высшего
образования
«Уральский федеральный университет
имени первого Президента России Б.Н. Ельцина»
Институт новых технологий и материалов
Кафедра обработки металлов давлением
ДОПУСТИТЬ К ЗАЩИТЕ в ГЭК
Зав. кафедрой
__________________ Шварц Д.Л.
(подпись)
(Ф.И.О)
«______» ________________2021 г.
ВЫПУСКНАЯ КВАЛИФИКАЦИОННАЯ РАБОТА
ИССЛЕДОВАНИЕ НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОГО СОСТОЯНИЯ
ПРИ ПРЕССОВАНИИ ПРУТКОВ ИЗ ЛАТУНИ ЛС59-1 С БОЛЬШИМИ
СТЕПЕНЯМИ ДЕФОРМАЦИИ
Пояснительная записка
22.03.02. 000000. 802 ПЗ
Руководитель
доцент, канд. техн. наук
Шимов Г.В.
Нормоконтролер
доцент, канд. техн. наук
Непряхин С.О.
Студент группы НМТМ-292209
Ворсин А.С.
Екатеринбург, 2021
РЕФЕРАТ
Объектом исследования являются процесс прессования прутков из
латуни.
Цель работы – ознакомиться с технологией производства
прессованных прутков из латуни. Изучить особенности фазового состояния
при различных вариантах обработки. Описать особенности технологии
прессования латуни ЛС59-1, рассмотрев российский и зарубежный опыт.
Особым интересом являются процесс прессования прутков из латуни
марки ЛС59-1 в условиях ПАО «КУЗОЦМ» на гидравлическом прессе
усилием 30МН с коэффициентом удлинения более 700, что соответствует
производственной практике.
Исследовать
напряженно-деформированное
прессовании прутков из латуни ЛС59-1.
состояние
при
Пояснительная записка содержит 79 с., 25 рис., 2 прил. 25 библ. наим.
2
СОДЕРЖАНИЕ
РЕФЕРАТ…………………………………………………....................................2
ПЕРЕЧЕНЬ СОКРАЩЕНИЙ, УСЛОВНЫХ ОБОЗНАЧЕНИЙ, СИМВОЛОВ,
ЕДИНИЦ, ТЕРМИНОВ…………………………………….……..…………….....5
ВВЕДЕНИЕ……………………………………………………….……………..….6
1. ОБЗОР ТЕХНОЛОГИЙ ПРОИЗВОДСТВА ПРЕССОВАННЫХПРУТКОВ
ИЗ ЛАТУНИ……………………………………………………………………….8
1.1. Описание сплава латуни марки ЛС59-1………………………………..…8
1.2. Особенности фазового состояния при различных вариантах
обработки ………………………………………………………………………..14
1.3. Особенности технологии прессования латуни ЛС59-1, Российский и
мировой опыт……………………………………………………………..….…..17
2. ОПИСАНИЕ ПРОИЗВОДСТВЕННОГО ПРОЦЕССА…………………....25
2.1. Краткое описание действующей технологии изготовления литой
заготовки……………………………….………………………………....25
2.2. Краткое описание действующей технологии изготовления
прессованной продукции………………………………………………...…25
2.3.Техническая характеристика технологического оборудования…….….27
3. ОПИСАНИЕ ПРОМЫШЛЕННОГО ЭКСПЕРИМЕНТА………………...34
3.1. Результаты исследований свойств прутков, отпрессованных через
одноканальную матрицу …………………………………………….…34
3.2. Результаты исследований свойств прутков, отпрессованных через
двухканальную матрицу…………………………………………………..40
3.3Сравнительный анализ и оценка полученных результатов …………...43
3
4. ИССЛЕДОВАНИЕ НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОГО
СОСТОЯНИЯ ПРИ ПРЕССОВАНИИ ПРУТКОВ ИЗ ЛАТУНИ ЛС59-1 С
БОЛЬШИМИ СТЕПЕНЯМИ ДЕФОРМАЦИИ……………………………….52
4.1. Постановка задачи прессования в одноканальную матрицу………….52
4.2. Результаты расчетов……………………………………………….…….54
ЗАКЛЮЧЕНИЕ………………………………………………………..…………..57
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННЫХ ИСТОЧНИКОВ……………………….…59
ПРИЛОЖЕНИЯ…………………………………………………………….……63
4
ПЕРЕЧЕНЬ СОКРАЩЕНИЙ, УСЛОВНЫХ ОБОЗНАЧЕНИЙ,
СИМВОЛОВ, ЕДИНИЦ, ТЕРМИНОВ
ФИПС – Федеральный институт промышленной собственности;
МПК (МКИ) – международная патентная классификация (международная
классификация изобретений);
НКИ – национальная классификация изобретений;
НТИ – научно - техническая информация;
УДК – универсальная десятичная классификация;
ГОУ – государственное образовательное учреждение;
ВПО – высшее профессиональное образование;
РАН – Российская академия наук;
НИУ – научное исследовательское учреждение;
НИИ – научно-исследовательский институт;
ГМК – горно-металлургическая компания;
ОАО – открытое акционерное общество;
ФГУП – федеральное государственное унитарное предприятие.
КУЗОЦМ – Каменск-Уральский завод по обработке цветных металлов
РЗОЦМ – Ревдинский завод по обработке цветных металлов
5
ВВЕДЕНИЕ
Латуни представляют собой двойные или многокомпонентные сплавы,
в которых цинк является основным легирующим компонентом. По
сравнению с медью латуни обладают более высокой прочностью,
коррозионной стойкостью, упругостью. Двойные латуни, содержащие до
14% цинка, называются томпаком, 14-20% - полутомпаком. При
кристаллизации медноцинковых сплавов возможно образование шести
различных фаз, но практическое значение имеют сплавы, содержащие до
50% цинка. В соответствии с диаграммой состояния двойные латуни в
зависимости от структуры подразделяются на -латуни, -латуни, латуни.[1]
В работе рассмотрен Российский и мировой опыт по изготовлению
продукции методом прессования. Патентный поиск проводили в патентных
фондах ФГАОУ ВО УрФУ, с использованием Интернет-ресурсов, в том
числе по сайтам ФИПС и Европейского патентного ведомства. Поиск
объектов интеллектуальной собственности в виде публикаций выполнен, в
основном с помощью поисковых систем сайтов http://elibrary.ru/,
http://www.sciencedirect.com.
Лидером по производству латунного металлопроката (прессованных и
тянутых прутков, а также проволоки) в России является ПАО «КУЗОЦМ».
Производство прессованных прутков из латуни в ПАО «КУЗОЦМ» размером
с 16мм до 80мм происходит методом обратного прессования на прессе
«Presezzi» . При запуске пресса в работу в 2008 году были освоены
свинцовистые латуни марок ЛС59-1, ЛС59-2, ЛС58-2, ЛС58-3 и их
зарубежные аналоги CW617N и CW614N. В последнее время были освоены
двойная латунь Л63 и специальные латуни ЛМцА58-2-1, ЛМцСКА58-2-2-1-1.
Особенностью технологического процесса производства прессованных
прутков из латуни ЛС59-1 в условиях ПАО «КУЗОЦМ» является проведение
процесса прессования с высоким коэффициентом вытяжки, более 700.
Провели серию промышленных экспериментов при прессовании
прутков из сплава ЛС59-1 при различных температурах и скоростях
прессования, что позволило провести анализ температурно-скоростных
6
режимов прессования латуни ЛС59-1, влияние режимов на механические
свойства прессованного изделия, структуру и фазовый состав.
В результате исследования было проведено изучение прессованной
заготовки, рассмотрены температурно-скороростные режимы, отобраны
образцы на механические свойства, особое внимание обращено на
прочностные и пластические свойства прессованного материала, а также
исследования проводились с отбором образцов на микроструктуру
рассмотрен размер и расположение зерен, соотношение фаз.
Провели
работы по исследованию напряженно-деформированного
состояния при прессовании прутков из латуни ЛС59-1 с большими степенями
деформации.
По итогам работы совместно с Логиновым Ю.Н. и Шимовым Г.В.
подготовлена рукопись статьи (приложение А), которая направлена в
редакцию журнала «Металлург».
7
1. ОБЗОР ТЕХНОЛОГИЙ ПРОИЗВОДСТВА ПРЕССОВАННЫХ
ПРУТКОВ ИЗ ЛАТУНИ
1.1 Описание сплава латуни марки ЛС59-1
Латуни представляют собой двойные или многокомпонентные сплавы,
в которых цинк является основным легирующим компонентом. По
сравнению
с
медью
латуни
обладают
более высокой
прочностью,
коррозионной стойкостью, упругостью. Двойные латуни, содержащие до
14%
цинка,
называются
томпаком,
14-20%
-
полутомпаком.
При
кристаллизации медноцинковых сплавов возможно образование шести
различных фаз, но практическое значение имеют сплавы, содержащие до
50% цинка. В соответствии с диаграммой состояния двойные латуни в
зависимости от структуры подразделяются на
α-латуни, β-латуни, α+β-
латуни.[1]
Свинцовая латунь марки ЛС 59-1 является одной из самых
распространенных в производстве и применении среди медно-цинковых
сплавов. По стандарту ASTM свинцовые латуни занимают марочный ряд
C31400-C38600, а аналогом латуни ЛС 59-1 является сплав C37000.
Естественно, что при изготовлении полуфабрикатов из данной латуни
следует выполнить требования по механическим свойствам. Эти свойства
зависят
от
состояния
металла:
горячепрессованное,
отожженное,
нагартованное. При этом делается различие между состоянием после горячей
обработки и отжига, что можно объяснить двумя причинами: неполнотой
прохождения процесса рекристаллизации и фиксацией в конечный момент
обработки различного сочетания альфа и бета фаз [1 - 3].
8
Таблица 1- Механические и физические свойства латуни ЛС59-1[1]
№
Наименование свойства
1
Температура плавления
2
Плотность
4
Теплопроводность
5
6
7
Единицы
значени
измерения
я
°С
900
г/см3
8,5
Вт/(м·K)
0,25
Модуль нормальной упругости Е
МПа
10,3
Предел прочности при растяжении𝜎в :
МПа
Литая в кокиль
0,034
Мягкая
0,042
Твердая (деформированная на 10%)
0,062
Относительное удлинение δ:
%
Литая в кокиль
27
Обработанная мягкая
36-50
Обработанная твердая
4-6
8
Относительное сужение (обработанная мягкая) ψ
9
Предел пропорциональности 𝜎пц :
%
44
МПа
Литая
0,010
Обработанная мягкая
0,009
Обработанная полутвердая
0,015
Обработанная твердая
0,040
МПа
10 Предел упругости 𝜎е :
Литая
0,007
9
Таблица 1- Продолжение
№
Наименование свойства
Единицы
значени
измерения
я
МПа
11 Предел текучести 𝜎0,2 :
Литая
0,015
Обработанная мягкая
0,0145
Обработанная полутвердая
0,024
Обработанная твердая
0,042
12 Предел усталости прессованного прутка при
МПа
0,0162
50 миллионов циклов
13 Осадка при сжатии литой латуни
%
14 Твердость НВ
40
МПа
Литая
0,081
Обработанная мягкая
0,075
Обработанная полутвердая
0,116
Обработанная твердая
0,149
15 Твердость HR
единицы
Мягкая
44
твердая
80
16 Коэффициент трения мягкой латуни:
Со смазкой
0,0135
Без смазки
0,17
10
Процесс горячего прессования впервые был применен на латуни.
Прессованием обрабатывают очень большое количество латуней простых
(Л96,Л90,Л85,Л80,Л70,Л68 и Л63) и специальных (ЛС59-1, ЛН65-5, ЛО70-1,
ЛО62-1, ЛМц58-2, ЛЖМц59-1-1, ЛМцСКА58-2-2-1-1 и другие). Большинство
сплавов прессуют на прутки диаметром от 10 до 180мм – по ГОСТ 2060-06.
[4].
Прессованные латунные прутки должны удовлетворять требованиям
ГОСТ 2060-2006 «Прутки латунные»[2], DIN EN 12165:1998 «Медь и медные
сплавы. Заготовка для поковок»[3].
Поверхность прутков должна быть свободна от
затрудняющих визуальный осмотр, без трещин и расслоений.
загрязнений,
На поверхности допускаются отдельные плены, вмятины, раковины,
риски, задиры и другие дефекты, кольцеватость, следы правки, если они при
контрольной зачистке не выводят прутки за предельные отклонения по
диаметру. Допускаются следы технологической смазки и цвета побежалости.
По размеру прессованные прутки должны удовлетворять требованиям
таблице 2. [2].
Таблица 2-Требования к прессованным пруткам
11
Отклонение от формы поперечного сечения допускается в пределах
допуска по диаметру. Прутки должны быть выправлены. Максимальная
кривизна прутков на 1м длины по ГОСТ 2060-2006 и DIN EN12165:1998 не
должна превышать значений, указанных в таблице 3[3].
Таблица 3- Допустимое значение максимальной кривизны прутков
По механическим свойствам прессованные прутки повышенной
пластичности должны удовлетворять параметрам, приведенным в таблице 4
[2].
Таблица 4 — Механические свойства прутков повышенной
пластичности
Марка
латуни
Способ
изготовления
тянутое
ЛС59-1
Состояние
материала
мягкое
полутвердое
полутвердое
полутвердое
твердое
прессованные
Вид
испытаний
Номинальный
диаметр или
расстояние
между
параллельными
гранями, мм
Временное
сопротивление
σ𝑏 , МПа
не менее
Относительное
удлинение
после
разрыва,𝛿5
% не менее
Р
Р
Р
Р
Р
Р
От 3 до 50
От 3 до 12
От 13 до 20
От 21 до 40
От 3 до 12
От 10 до 180
340
430
430
410
490
360
32
14
16
20
12
23
Различие теплопроводности разных марок латуни определяет разный
характер течения этих сплавов. [4].
12
Так, сплав Л96, обладая, как и медь, высокой теплопроводностью,
течет почти так же как и медь, то есть по первому типу. С несколько
большей, но все же сравнительно невысокой неравномерностью прессуются
сплавы Л90, Л80, у сплава Л68 неравномерность течения повышается, а у
сплавов Л63 и ЛС59-1 она становится очень большой. Вследствие низкой
теплопроводности латуни, понижающейся по мере повышения содержания
цинка, создается очень неравномерная пластичность в слитке по сечению.
Этим неравномерным характером истечения, наблюдаемым на (ɑ+ß)-латуни,
объясняется то, что образование прессутяжки на латунях этого класса
наиболее сильно. Прессутяжка редко наблюдается на ɑ-латуни и меди.
Поэтому латунь прессуют с прессостатками, близкими по величине к
прессостаткам, принятым для (ɑ+ß)-латуни прессостаток должен быть
значительно больше. Прессование специальных латуней аналогично
прессованию простых латуней. Чем больше цинка, тем неравномернее
характер истечения и у специальных латуней. Пластичность латуней зависит
от состава, температуры и структурного состояния сплава. [4].
Признанным лидером в производстве латунного прессованного прутка
является ОАО «КУЗОЦМ». Особенностью производства прессованного
латунного прутка, в последнее время является то, что произошел переход
технологического маршрута прессования с гидравлических прессов прямого
прессования на новый гидропресс обратного прессования. Новая технология
позволяет вести процесс прессования с более высоким обжатием, так масса
слитка с 120-300 кг выросла до 400-625кг. При этом нет необходимости
увеличивать температуру прессования, температура нагрева слитков перед
прессованием (640-740) оС.
Прессование производится с рубашкой,
толщиной до 2-х мм, прессостатком толщиной (30± 5) мм. [5].
С целью исключения прилипания прессрубашки к боковой
поверхности матрицедержателя и опорного кольца и более легкого ее
удаления
боковая поверхность матрицедержателя и опорного кольца
смазывается смазкой DAG-1559, при ее отсутствии допускается применение
смеси графита и минерального масла. Торцевая поверхность опорного кольца
и матрицы не смазывается. Прессование прутков размерами 25-50мм
производится в матрицы из твердого сплава (ВК8). Прессование размеров 5080мм в матрицы из стали 3Х2В8Ф. Основным достоинством технологии
прессования прутков из латуни в условиях ОАО «КУЗОЦМ», является
высокий выход годного прессованного прутка 88%, с перспективой
13
доведения его до 92%. В то же время качество прутков напрямую зависит от
качества поверхности слитков при обратном прессовании, а так же
повышенная анизотропия механических свойств по сечению прессованного
прутка.
1.2. Особенности фазового состояния при различных вариантах
обработки
Из диаграммы состояния Cu-Zn видно, что сплавы меди с цинком,
обрабатываемые прессованием, обладают различной структурой (ɑ, ɑ +ß, ß)
что определяет различие их свойств и поведения в процессе прессования. С
уменьшением содержания меди сопротивление металла деформации
уменьшается, но одновременно уменьшается и теплопроводность и,
следовательно, растет неравномерность деформации. Добавка алюминия,
марганца, железа и никеля к ɑ -латуни не понижает ее пластичности, тогда
как свинец и олово влияют отрицательно, ограничивая и без того низкий
интервал пластичности ɑ-латуни. Присутствие последних двух элементов не
сказывается на температурном интервале пластичности сплавов. [6]
С уменьшением содержания меди сопротивление металла деформации
уменьшается, но одновременно уменьшается и теплопроводность и,
следовательно, растет неравномерность деформации. Добавка алюминия,
марганца, железа и никеля к ɑ-латуни не понижает ее пластичности, тогда
как свинец и олово влияют отрицательно, ограничивая и без того низкий
интервал пластичности ɑ-латуни. Присутствие последних двух элементов не
сказывается на температурном интервале пластичности сплавов.
В соответствии с межгосударственным стандартом ГОСТ 15527к (ɑ +ß)
деформируемым латуням относятся сплавы меди с цинком, содержащие
более 33 % цинка. Двойные латуни хорошо обрабатываются методами
холодной деформации. При деформации в горячем состоянии эти латуни
обладают свойством степенного разупрочнения, что может провоцировать
локализацию деформации. Некоторые латуни легируют другими
компонентами для получения специальных свойств. Часто эти элементы
вводят в латуни в таких количествах, чтобы они полностью растворялись в
альфа- или бета-фазах, это касается, например, оловянных латуней и
сложных латуней в какой-то мере. В свинцовых латунях свинец присутствует
14
в виде отдельной третьей фазы, повышая триботехнические свойства изделий
и улучшая способность к обработке резанием.
Для пояснения фазового состояния латуни на рисунке 1, а приведена
диаграмма состояния Cu-Zn с увеличенным масштабом при содержании
цинка, соответствующим стехиометрии обсуждаемого сплава. На рисунке1, б
приведена увеличенная часть этой диаграммы вблизи химического состава
рассматриваемой марки латуни.
Фазовое состояние свинцовых латуней характеризуется диаграммой
состояния системы Cu-Zn, а влияние свинца оценивается с помощью
принципа Гийе. В соответствии с ним влияние третьего компонента (свинца)
оценивается за счет изменения содержания цинка
Рисунок 1- Диаграмма состояния Cu-Zn (а) и увеличенная часть этой
диаграммы вблизи химического состава рассматриваемой марки латуни (б)
Фазовое состояние свинцовых латуней характеризуется диаграммой
состояния системы Cu-Zn, а влияние свинца оценивается с помощью
принципа Гийе. В соответствии с ним влияние третьего компонента (свинца)
15
оценивается за счет изменения содержания цинка на фазовой диаграмме.
Кажущееся содержание цинка подсчитывается по формуле:
A’ = 100A/(100 + D(k — 1)),
где D — количество третьего компонента,
k — коэффициент эквивалентности, для свинца k = 1.
Если подставить последнее значение в формулу, то получим для
свинцовых латуней A’=A, и на диаграмме состояния Cu-Zn свинец
полностью играет роль цинка.
При горячем прессовании вблизи температуры фазового перехода ɑ +ß
в ß должно быть учтено неоднородное распределение температур по объему
очага деформации. Сказанное поясняется на рисунке 2, а, на котором
показано, что слиток, помещенный в контейнер 1, выдавливают пуансоном с
прессшайбой 2 через отверстие матрицы 3 с образованием прутковой
заготовки. [6]
Рисунок 2-Возможное изменение фазового состава заготовки двухфазной
латуни при большой температуре нагрева (а) и при пониженной температуре
нагрева с учетом эффекта захолаживания от инструмента (б):1 — пуансон с
пресс-шайбой; 2 — контейнер; 3 — матрица.
Если металл нагрет выше температуры перехода в бета-состояние и
отсутствуют потери тепла, то реализуется схема рисунка 2, а: в очаге
деформации фазовое состояние однородное, а превращение в (ɑ +ß)структуру происходит после выхода металла из матрицы по мере остывания
заготовки. Однако прессование ведут с применением инструмента, нагретого
16
до меньших температур (около 400 °C), чем нагрет деформируемый металл,
поэтому периферийные слои слитка могут оказаться в захоложенном
состоянии и перейти из ß-состояния в ɑ +ß состояние не на выходе из
матрицы, а внутри очага деформации, что показано на рисунке 2, б наличием
двухфазных областей в местах соприкосновения с более холодным
инструментом: стенкой контейнера и пуансоном. Пластическая деформация в
этом случае будет сопровождаться большой неоднородностью. Следует
отметить, что процесс разогрева матрицы в течение одного цикла
прессования может влиять на изменение фазового состояния металла
заготовки, ее свойства могут изменяться от выходного конца к утяжинному,
это часто наблюдается и в производственных условиях. [6]
1.3. Особенности технологии прессования латуни ЛС59-1,
Российский и мировой опыт
Из уровня техники известен способ производства горячепрессованных
заготовок из свинцовой латуни, включающий нагрев заготовок, перенос
заготовки в контейнер пресса и последующее прессование [7]. Имеются
справочные данные, характеризующие тепловые условия осуществления
процесса прессования. В книге [7] для свинцовых латуней марок ЛС59-1,
ЛС58-2, ЛС60-2 установлен интервал температур прессования 650-700°С.
Японская фирма Toto Ltd получила патент США № US 6458222 [8], в
котором описан способ производства полуфабрикатов из латуни с добавками
свинца, включающий нагрев заготовок до температуры 300-650°С и
последующее горячее прессование. Такая низкая температура нагрева
объясняется стремлением сохранить в сплаве гамма-фазу, образовавшуюся в
результате повышенного содержания в латуни олова (до 7%).
В описании к патенту № RU 2016134 [9] со ссылкой на техническую
документацию Каменск-Уральского завода ОЦМ изложен способ
производства полуфабрикатов из свинцовой латуни, включающий нагрев
заготовок до 740°С, перенос заготовки в контейнер пресса и последующее
прессование. Допуск на температуру нагрева установлен в диапазоне плюсминус 40°С, что составляет интервал 700…780°С. Следует отметить, что в
производственных условиях стремятся назначить температуру нагрева
17
заготовок, близкую к нижней границе температурного интервала, преследуя
цель снижения окалинообразования и уменьшения потерь металла.
Из уровня развития техники в качестве прототипа выбран способ
производства горячепрессованных заготовок из свинцовой латуни,
включающий нагрев заготовок, перенос заготовки в контейнер пресса и
последующее прессование [10]. В соответствии с рекомендациями,
приведенными в прототипе [10], температура нагрева предназначенных для
прессования слитков из латуней ЛС59-1, ЛС63-3 устанавливается на уровне
650-780°С в зависимости от диаметра слитка и вида полуфабриката, что не
противоречит вышеприведенным данным технологии КаменскУральского
завода ОЦМ. Однако анализ состояния свинцовых альфа+бета латуней в
данном довольно широком температурном диапазоне приводит к выводу о
наличии в материале двух структурных составляющих: альфа+бетаструктуры и бета-фазы, причем в зависимости от конкретной температуры в
пресс-изделии устанавливается определенное соотношение фаз, не
контролируемое изготовителем. В результате свойства полуфабриката
оказываются не стабильными по его длине, что снижает потребительские
характеристики продукции. Кроме того, прессование материала в двухфазной
области приводит к реализации крайне неравномерной картины течения
металла, что вызывает появление дефектов, например, в виде развитой
прессутяжины. Предлагается способ изготовления горячедеформированных
прутковых заготовок из свинцовой латуни, включающий нагрев заготовок,
перенос заготовки в контейнер пресса и последующее прессование. Способ
отличается тем, что нагрев заготовок производят выше температуры
перехода (ɑ +ß )-структуры в ß -фазу, но ниже на 100°С температуры
солидус.
В этом случае состояние деформируемого материала отличается
большой однородностью, поскольку он весь целиком находится в
однофазном состоянии. При прессовании в одних макрообъемах тепло
интенсивно отводится, в других макрообъемах тепло интенсивно выделяется,
поэтому нагрев заготовки до определенной температуры может не
гарантировать достижения необходимого результата.
В соответствии с ГОСТ 15527 альфа+бета свинцовые латуни
представлены марками ЛС59-1 и ЛС60-1, но, кроме этого, могут
производиться и другие марки по иным нормативным документам, включая
18
зарубежные стандарты. Наиболее распространенной маркой латуни является
ЛС59-1. Номинальное кажущееся содержание цинка в латуни ЛС59-1 (57
60% Cu) составляет 40+1=41%. Поле допуска содержания цинка составляет
минус 1 - плюс 2%. На диаграмме состояния рисунок 3 длина горизонтальной
стороны выделенного прямоугольника 1 показывает поле допуска
кажущегося содержания цинка для латуни ЛС59-1. Длина вертикальной
стороны этого же прямоугольника показывает температурный интервал
нагрева заготовки по прототипу. Видно, что прямоугольник пересекает линия
перехода из альфа+бета-состояния в бета-состояние. Поэтому в условиях
прототипа сплав находится в виде смеси фаз, что приводит к неоднородности
истечения при прессовании, неоднородности получаемой структуры и
повышенным отходам в виде пресс-утяжины.
На этой же диаграмме прямоугольник 2 характеризует условия
обработки по предлагаемому техническому решению. Для того же состава
сплава вертикальная сторона прямоугольника характеризует температурный
интервал 780-800°С. Видно, что вся область прямоугольника находится за
пределами фазового перехода альфа+бета-состояния в бета-состояние.
Именно поэтому процесс осуществляется без недостатков, характерных для
прототипа.
Содержание примесей в латуни может несколько сдвигать линии
фазовых превращений на диаграмме, поэтому общей рекомендацией является
необходимость нагрева заготовок выше температуры перехода альфа+бетаструктуры в бета-фазу, но ниже на 100°С температуры солидус. Частной
рекомендацией, опробованной в производственных условиях, является
нагрев заготовок до температуры 780-800°С, что относится к маркам
альфа+бета свинцовых латуней, производимых промышленностью в
настоящее время. Однако при производстве иных марок латуней, например,
по зарубежным стандартам следует руководствоваться более общим
подходом
19
Рисунок 3- Часть диаграмма Cu-Zn
Содержание примесей в латуни может несколько сдвигать линии
фазовых превращений на диаграмме, поэтому общей рекомендацией является
необходимость нагрева заготовок выше температуры перехода альфа+бетаструктуры в бета-фазу, но ниже на 100°С температуры солидус. Частной
рекомендацией, опробованной в производственных условиях, является
нагрев заготовок до температуры 780-800°С, что относится к маркам
альфа+бета свинцовых латуней, производимых промышленностью в
настоящее время. Однако при производстве иных марок латуней, например,
по зарубежным стандартам следует руководствоваться более общим
подходом.
Линия 3 на диаграмме состояния характеризует температуру солидус.
Для латуни ЛС59-1 она составляет 900°С. Известно, что обработка сплавов
непосредственно вблизи температуры солидус может привести к перегреву
или пережогу. Из опытов установлено, что прессование ниже 800°С, т.е.
ниже на 100°С температуры ликвидус, обеспечивает получение качественной
структуры металла.
20
На рисунке 3 приведена часть диаграммы фазового состояния системы
Cu-Zn с указанием областей существования альфа+бета и бета-структур для
прототипа и по предлагаемому решению.
Пример 1. В условиях прототипа слиток из латуни ЛС59-1 диаметром
172 мм и длиной 470 мм нагревали до температуры 680-700°С, переносили
заготовку в контейнер пресса и осуществляли прессование прутка диаметром
11 мм. На рисунке 4,а с увеличением (×200) показана структура в
продольном направлении переднего конца полученной заготовки, а на
рисунке 4,б- утяжинного конца заготовки. Сравнение показывает на высокий
уровень неоднородности структуры, что сказалось и на механических
характеристиках (определены по пяти образцам, приводятся средние
величины). Металл переднего конца характеризуется временным
сопротивлением σв=420 МПа, относительным удлинением δ=26%, а для
металла утяжинного конца σв=385 МПа, δ=11%. Сравнение средних величин
показывает, что различия σв составляют 9%, а δ - 58%. При плановой
величине пресс-остатка длина пресс-утяжины составила 13 м.
Пример 2. В условиях предлагаемого технического решения слиток из
латуни ЛС59-1 диаметром 172 мм и длиной 470 мм нагревали до
температуры 780…800°С, переносили заготовку в контейнер пресса и
осуществляли прессование прутка диаметром 11 мм. Как видно из
диаграммы рисунка 3, этот температурный диапазон выше температуры
перехода альфа+бета-структуры в бета-фазу, но ниже на 100°С температуры
солидус. На рисунке 5,а с увеличением (×200) показана структура в
продольном направлении переднего конца полученной заготовки, а на
рисунке 5,б - утяжинного конца заготовки. Сравнение показывает резкое
улучшение однородности структуры, что сказалось и на механических
характеристиках (определены усреднением величин при прессовании десяти
слитков, приводятся средние величины).
Металл переднего конца
характеризуется временным сопротивлением σв=432 МПа, относительным
удлинением δ=14,6%, а для металла утяжинного конца σв=436 МПа и
δ=18,1%. Сравнение средних величин показывает, что различия σв
составляют 1%, а δ - 24%. При плановой величине пресс-остатка длина прессутяжины составила 2,2 м. Сравнение с прототипом показывает, что
однородность распределения временного сопротивления по длине заготовки
улучшилась на 9-1=8%, однородность относительного удлинения
улучшилась на 58-24=34%. Отходы на обрезь прессутяжины уменьшились на
21
100(13-2,2)/13=83%. Качественно аналогичный результат был получен при
прессовании слитков из латуни марки ЛС60-1.
Пример 3. Слиток из латуни ЛС59-1 диаметром 172 мм и длиной 470
мм нагревали до температуры 820°С, переносили заготовку в контейнер
пресса и осуществляли прессование прутка диаметром 11 мм. В этом
варианте прессования температура оказалась слишком велика, вследствие
пережога возникли трещины на боковой поверхности пресс-изделия.
Технический результат от применения заявляемого объекта
заключается в повышении однородности структуры металла и распределении
механических свойств по длине изделия, а также уменьшении отходов
производства.
а
б
Рисунок 4- Микроструктура латуни ЛС59, характерная для переднего конца
(а) и утяжинного конца (б) отпрессованного прутка при температуре нагрева
690±10 °С
22
а
б
Рисунок 5- Микроструктура латуни ЛС59, характерная для переднего
конца (а) и утяжинного конца (б) отпрессованного прутка при температуре
нагрева 780+20 °С
Знакомясь с отечественным и международным опыт, изучая
иностранные патенты с сайта ФИПС и Европейского патентного ведомства
пришел к выводу, что основными направлениями в исследований является
получения мелкого зерна, контроля фазовых превращений переходов и
разработка сплава заменителя свинцовистым латуням со высокими
свойствами обработки резанием, но без содержания свинца.
Патентом RU2016134 со ссылкой на техническую документацию
Каменск-Уральского завода ОЦМ изложен способ производства
полуфабрикатов из свинцовой латуни, включающий нагрев заготовок до
740°С, перенос заготовки в контейнер пресса и последующее прессование.
Допуск на температуру нагрева установлен в диапазоне плюс-минус 40°С,
что составляет интервал 700 780°С. Следует отметить, что в
производственных условиях стремятся назначить температуру нагрева
заготовок, близкую к нижней границе температурного интервала, преследуя
цель снижения окалинообразования и уменьшения потерь металла.
По патенту GB1285561 предложен процесс изготовления альфа+бета
латуни с ультрамелким зерном менее 0,01мм. Процесс включает в себя
подготовительную операцию термообработки, заключающую в нагреве
литой заготовки до температуры, при которой структура полностью
23
переходит бета фазу, с последующей закалкой в воде. Закалка позволяет
зафиксировать нестабильную бета фазу. Следующая операция нагрев до
температуры 475-525°С, экструзия с суммарным коэффициентом вытяжки от
5 до 20 единиц.
Для латуни с содержанием меди 60% и цинка 40%, температура
нагрева для закалки составляет 850°С, температура экструзии 500°С.
Изобретение применимо к другим альфа-латунным сплавам, которые
содержат небольшие добавки в виде циркония или церия, для улучшения
свойств при горячей штамповки.
Патентом JP2000355746A предложен способ получения латуни
включающий операцию горячего прессования сплава с содержанием цинка
37-46%, прессование при температуре 480-650°С и охлаждении
отпрессованного изделия со скоростью 0,4К/с до температуры ниже 400°С.
Патентом JP2006009053A предложен латунный беcсвинцовый сплав
хорошей обрабатываемостью резкой. Так как свинец представляет опасность
для организма человека и окружающей среды, поэтому разработка
бессвинцовой латуни для замены свинцовой латуни находится в центре
внимания всех стран мира. Учитывая вышеизложенные проблемы, целью
настоящего изобретения является техническое решение для получения
латунного
сплава,
который
обладает
отличными
режущими
характеристиками, хорошей коррозионной стойкостью и механическими
свойствами и не вызывает загрязнения свинцом.
Химический состав сплава: 70-08% меди, 0,5-1% железа, 0,05-0,13%
висмута, 0,05-0,08% алюминия, 0,03-0,09% марганца, 0,2-0,4 селена, 0,1%
кобальта, остальное цинк.
Процесс прессования проходит в предварительно подогретую втулку
контейнера до температуры 450-500°С и прессовый инструмент подогретый
до температуры 350-400°С, литая заготовка нагревается до температуры
750°С.
24
2.ОПИСАНИЕ ПРОИЗВОДСТВЕННОГО ПРОЦЕССА
2.1.
Краткое описание действующей технологии изготовления
литой заготовки
Подготовка шихты. Производится сортировка лома и отходов по видам
цветных металлов на сортировочных столах или конвейерах. Сортировка
осуществляется по внешним отличительным признакам, по маркировке,
методом спектрального анализа. Отсортированный металл поступает в
литейный цех, где шихтовщик делает навески для определенного сплава.
Расчет навески шихты производится по шихтовым картам ТН/ЦМО
60/03/109.
Загрузка шихты в печь, плавление шихты и вытягивания слитка на
комплектной линии «Calamari» [5].
Загрузка шихты производится с
вибролотка, через открытое на 3/4 загрузочное окно крышки печи. Во
избежание разбрызгивания расплава загрузка шихты должна производиться
на шлак толщиной 20–40 мм.
Плавление шихты производится в автоматическом режиме, за счет
установки на управляющем работой печи устройстве значений минимальной
(работает при достижении расплавом верхнего предела температуры) и
максимальной (работает при достижении расплавом нижнего предела
температуры) мощности, а также технологической температуры расплава и
предела отклонения по ней.
После сплавления всей шихты производится промешивание расплава и
отбор литой пробы, которое подлежит передаче в лабораторию для контроля
химического состава расплава. При необходимости проводится подшихтовка
расплава, необходимость контроля химического состава расплава после
подшихтовки определяет сменный мастер.
В конце литья проводится запуск вытягивания слитка и обрезки слитка
в автоматическом режиме [5].
Слиток. Размеры и заготовка для прессования приведена в таблице 5.
Таблица 5- Размеры латунного слитка
Диаметр, мм
250 3
Длина, мм
900 10
25
Масс, кг
381
Латунные слитки должны удовлетворять следующим требованиям. На
поверхности слитков не допускается:
- наличие дефектов глубиной более 1 мм, а также инородных
включений;
- наличие заусенцев от резки, выступающих более 3 мм от плоскости
реза;
- отклонение от прямолинейности более чем на 1 мм на погонный метр.
Качество поверхности реза не должно затруднять визуальную оценку
наличия дефектов в плоскости реза слитков. Неровная поверхность реза
(«шиферный рез»), равно, как и наличие следов на поверхности реза от
дискового, либо ленточного полотна браковочным признаком не являются.
Косина реза слитков для прессования на горизонтальном
гидравлическом прессе «Presezzi» не должна превышать 5 мм от плоскости
реза рисунке 6.
Косина реза слитков
Рисунок 6- Слиток для прессования
На плоскости среза слитков не должно быть дефектов в виде раковин,
газовой пористости, инородных включений, трещин, расслоений [10].
26
2.3.Краткое описание действующей технологии изготовления
прессованной заготовки
Полученные слитки на комплектной линии «Calamari» диаметром
250±3 мм, длиной 900±10 и массой 381 кг, подвозят на
электропогрузчике к прессу.
Прессуем на горизонтальном гидравлическом прессе «Presezzi»
обратным методом прессования с рубашкой при температуре 680-710° со
скоростью 6 мм/с, с помощью одно или двухканальной матрицы получаем
заготовку диаметром 9,6 мм, две бухты массой по 183 кг и длиной
отпрессованного изделия 299736 мм (299,74 м) или одну бухту массой около
400 кг, остается пресс-остаток толщиной 30 мм и пресс-рубашка толщиной 2
мм. Затем бухты перемещаются на конвейерную систему рисунок 7, где
транспортируются и охлаждаются накопленные бухты в корзинах. Система
освобождает корзины, опрокидывая ее на несущие руки турникета с
транспортным крюком.
Рисунок 7- Начальный процесс прессования (а), готовая прессованная
заготовка (б)
27
2.4. Техническая характеристика технологического оборудования
. Техническая характеристика основного оборудования прессового
участка приведена в таблице 6.
Таблица 6- Характеристика основного оборудования
№
п/п
1
1
Ед.
измерения
2
3
Газовая нагревательная печь «COIM»
инсталлированная мощность нагрева
кВт
электропитание
кВт ч
Техническая характеристика оборудования
700оС
750оС
800оС
850оС
производительность печи при
температуре на выходе
потребление воды для охлаждения
диапазон контроля температуры
градиент температуры по сечению и длине слитка
2
3
3.1
кг/ч
л/ч
град
град
Печь для подогрева инструмента
размеры рабочей камеры
ширина
высота
мм
длина
энергоснабжение
КВт ч
рабочая температура нагрева инструмента
град
максимальная температура нагрева инструмента
град
градиент температуры
град
Горизонтальный пресс «Presezzi» для экструзии прутков
методом обратного прессования
Номинальное усилие прессования
МН
усилие прессования
МН
максимальная скорость экструзии
мм/с
диаметр холодных слитков
мм
максимальная длина слитков
мм
диаметр рабочей втулки контейнера
мм
длина рабочей втулки контейнера
мм
Характеристика главного цилиндра:
количество
шт.
рабочее давление масла в системе
бар
диаметр поршня
мм
максимальная сила
МН
28
Величина
4
2663
57
16 200
15 000
14 100
13 300
55
350-850
10
640
560
2100
48
450
500
10
30
30,13
42
250
1500
260
1620
1
260
1150
27,53
Продолжение таблицы-6
3.2
Характеристика боковых цилиндров:
количество
шт.
рабочее давление масла в системе
бар
диаметр цилиндра
мм
диаметр штока (пуансона)
мм
усилие при движении вперед
МН
усилие при движении назад
МН
3.3
Характеристика цилиндра контейнера:
количество
шт.
рабочее давление масла в системе
бар
диаметр цилиндра
мм
диаметр штока (пуансона)
мм
усилие выталкивания
МН
возвратное усилие
МН
3.4
Характеристика цилиндра главных ножниц:
количество
шт.
рабочее давление масла в системе
бар
диаметр цилиндра
мм
диаметр штока (пуансона)
мм
усилие ножниц
МН
подъемная сила
МН
4
Выходная часть пресса «Presezzi:
4.1
Бухтовая линия:
внутренний
диаметр корзин
мм
внешний
глубина корзин
мм
min (2 ручья)
диаметр прессуемой
мм
заготовки
max (1ручей)
максимальная скорость намотки проволоки
м/с
максимальная скорость вращения моталки
об/мин
4.1.1
Характеристика цепного конвейера:
расстояние между центрами корзин
м
предельная рабочая скорость
м/с
расстояние транспортировки корзи в экструзионном
м
направлении
расстояние транспортировки корзин против
м
экструзионного направления
число размещаемых корзин
шт.
мощности приводов цепных рольгангов
кВт
мощности приводов 1 и 2-го механизма
шт. x кВт
перекрестного перемещения корзин
29
2
260
250
180
2,60
1,34
4
260
225
140
4,21
1,63
1
260
180
125
0,67
0,325
700
1680
350
5
42
8
150
2
0,24
30
30
28
20
24
Продолжение таблицы-6
Характеристика системы охлаждения цепного конвейера:
количество вентиляторов в воздухоохладительной
шт.
30
системе
максимальная скорость потока воздуха каждого
м3/ч
7500
вентилятора
мощность привода каждого вентилятора
кВт
0,6
4.1.3
Характеристика турникета:
грузоподъемность турникета с транспортным крюком,
шт. x кг
46000
состоящим из 4 одинаковых рук
полезная длина руки турникета
мм
1900
диаметр поворота
мм
5000
максимальная скорость поворота турникета
об/мин
2
мощность привода турникета
кВт
3
4.2
Выходная часть с летучими ножницами для прутков в отрезках:
максимальная длина прессованной заготовки
мм
24000
длина
1500
приемный канал
мм
ширина
300
4.2.1
Характеристика роликового транспортера:
полная длина
мм
51000
длина роликового транспортера перед летучими
мм
3000
ножницами
длина подвижной (опускаемой) части роликового
мм
23000
транспортера
длина неподвижной части роликового транспортера
мм
28000
расстояние между роликами
мм
500
длина
мм
350
размеры ролика подвижной часть
роликового транспортера
диаметр
мм
125
скорость перемещения заготовки по транспортеру
м/с
0,3-6
мощность приводов роликов
шт. x кВт
74
максимальный шаг перемещения прутков толкателем
мм
550
рабочая предельная скорость толкателя
м/с
0,55
4.2.2
Характеристика системы охлаждения роликового транспортера:
количество вентиляторов системы охлаждения
шт.
32
выходного роликового транспортера
длина ряда вентиляторов
м
40
расстояние между вентиляторами
мм
1000
3
максимальная скорость потока воздуха
м /ч
8000
мощность двигателя каждого вентилятора
кВт
0,6
4.1.2
30
Продолжение таблицы-6
Характеристики летучих ножниц:
центральное расстояние на валу держателя ножей
стол ножа
максимальная скорость ножа
номинальный крутящий момент резки
максимальный крутящий момент резки
минимальная длина резки ножницами
4.2.4
Характеристика шагового поперечного конвейера:
длина шагового поперечного конвейера
центральное расстояние между стационарными и
шаговыми поперечинами
4.2.3
расстояние транспортировки на ход
4.2.5
4.2.6
4.2.7
4.2.8
мм
мм
м/с
кНм
кНм
м
744
250
1,8
20
32
12
м
28
мм
125
мм
максимальная нагрузка на поверхность
кг/м2
максимальная общая нагрузка на шаговый
кН
поперечный конвейер
мощность привода шагового поперечного конвейера
кВт
Характеристика системы охлаждения шагового поперечного
конвейера:
длина ряда вентиляторов
м
центральное расстояние между вентиляторами
мм
максимальная скорость потока воздуха
м3/ч
мощность двигателя каждого вентилятора
кВт
Характеристика пиловочного роликового стола
длина роликового стола
м
центральное расстояние между роликами
мм
полезная ширина ролика
мм
диаметр ролика
мм
рабочая предельная скорость
м/с
мощность привода
шт кВт
Характеристика пилы
диаметр режущего диска
мм
максимальная скорость резки
мм/с
максимальная скорость подачи диска
мм/с
усилие зажима
кН
Характеристика правильной машины SR-63
диаметр прутков
мм
максимальная скорость правки
м/с
31
от 50 до
400
275
320
47,5
28
1000
6000
0,6
28
500
400
110
1,2
24
630
56
5-60
0,8-8
25-80
60
Ниже дано краткое описание перечисленного оборудования [3].
Горизонтальный пресс «Presezzi». Он состоит из следующих основных
частей:
1. Главный цилиндр изготовленный из кованой стали, который состоит
из трех частей: поперечной балки, цилиндра и плиты основания, сваренных
вместе с полным проплавлением. Внутри находится главный плунжер,
изготовленный из отбеленного чугуна, имеющего твердость по Виккерсу
450–500, который скользит по обезвоженной сплошной бронзовой втулке.
Давление поддерживается при помощи V-образной уплотнительной
прокладки.
2. Боковой цилиндр является цилиндром двойного действия,
оснащенным штоком, соединенным с движущейся траверсой, которая
обеспечивает быстрое движение траверсы вперед и назад и добавляет свое
усилие к усилию, произведенным главным цилиндром во время фазы
прессования.
3. Колонны с предварительным натяжением. Пресс оснащен 4
колоннами, соединяющими главный цилиндр и матричную плиту,
имеющими предварительное натяжение вдоль всей их длины, сокращающее
удлинение и упругую деформацию пресса во время экструзии.
4. Подвижная траверса приводится в движение в направлении
прессования при помощи боковых цилиндров. Траверса имеет 2 гнезда для
снятия матричного комплекта и одну заглушку, закрывающую выход
рабочей втулки во время операции экструзии.
5. Матричная плита представляющаяся собой траверсу, которая
движется в перпендикулярной оси прессования. Движение осуществляется
при помощи гидравлического цилиндра, монтированного на верхнем
кронштейне, и контролируется линейным датчиком. Матричная плита имеет
2 гнезда для установки рабочего и контрольного прессштемпеля.
6. Нож предназначен для отделения прессостатка от матрицы по
окончании цикла прессования.
7. Загрузчик слитков, имеет тип горизонтального «челнока». Слитки
передвигаются по рольгангу, подвижная головка движется на линейных
опорах по направляющей качения высокой производительности и с малым
коэффициентом трения.
8. Защитный корпус и контейнер приводятся в движение посредством 4
цилиндров, соединенных с подвижной траверсой. Внутри защитного корпуса
32
находится система изоляции, состоящая из слоя изоляционного материала,
покрытого оболочкой из нержавеющей стали. Нагрев происходит за счет
нагревательных элементов, находящихся в непосредственном контакте с
контейнером, имеются 4 зоны нагрева и 4 контрольных термопары. Внутри
защитного корпуса находится контейнер, поддерживаемый и центрируемый
четырьмя продольными крепежными элементами.
9. Система перемещения матриц – устройство расположенная в
непосредственной близости к прессу, обеспечивает возможность
рециркуляции матриц (максимально 3 матрицы) на передвижном блоке,
укомплектованным блокирующим держателем матричного комплекта.
Передвижной блок имеет поперечно направленное перемещение, чтобы
облегчить осмотр и замену матриц вручную.
10. Пила холодной резки, предназначенная для резки прессованных
заготовок на мерные длины.
11. Правильная машина модели SR-63. Косовалковая машина
предназначена для правки круглых прутков.
Бухтовая линия выходной части пресса. Предназначена для приема,
намотки в бухту, охлаждения прессуемой заготовки и состоит из следующих
частей.
1. Два направляющих канала, которые направляют прессуемую
заготовку с пресса к моталкам.
2. Двойные моталки заготовки, каждая из которых оборудована одним
рамочным
основанием,
одним
редуктором,
одним
барабаном,
расположенным в основании, одним регулируемым приводным векторным
двигателем переменного тока.
3. Конвейерная система, служащая для транспортировки, воздушного
охлаждения и накопления бухт с прессованной заготовкой в корзинах.
Воздухоохладительная система охлаждает бухты с прессованной заготовкой
нисходящим потоком воздуха. Она оснащена вентиляторами с 3-фазовым
внешним двигателем переменного тока и защитным устройством,
расположенными с обеих сторон от рольгангов.
4. Система освобождения корзин, поднимающая и поворачивающая
вниз корзину с заготовкой, опрокидывая ее на несущие руки турникета.
Опустевшую корзину система возвращает на рольганг.
5. Турникет с транспортным крюком и накопителем бухт. Накопитель
имеет 4 руки, на каждой из которых может помещаться 4 бухты.
33
3.ОПИСАНИЕ ПРОМЫШЛЕННОГО ЭКСПЕРИМЕНТА
3. 1. Результаты исследований свойств прутков, отпрессованных через
одноканальную матрицу
Для проведения исследований были выбраны две литой заготовки
латунного сплава ЛС59-1 диаметром 250мм длиной 900мм. Отлитых на
установке непрерывного горизонтального литья «CALAMARI» в одну смену
с одинаковым химическим составом и температурно-скоростным режимом
вытягивания слитка из кристаллизатора миксера[2].
Рисунок 8- Паспорт на партию №0311, литая заготовка для проведения
исследований.
Слиток нагретый в газовой методической печи «COIM» до
температуры 710°C прессуется в горизонтальном гидравлическом прессе
усилием 30 МН методом обратного прессования со скоростью прессования 6
мм/с. Прессование идет в одноканальную матрицу матрицу со смазкой
гудрон+графит. Для получения качественной прессованной продукции
применяют прессование с прессрубашкой с толщиной 1,5мм и прессостатком
длиной 30мм. Отпрессованная заготовка визуально была без каких либо
34
дефектов, от нее были отобраны образцы на механические свойства и
микроструктуру. Для изучения анизотропии свойств, присущих
прессованным изделиям образцы были взяты с переднего конца, с середины
бухты и заднего конца прессованного прутка. Полученные результаты
механических свойств с переднего конца прутка показаны на рисунке 9[5]
Рисунок 9- Механические свойства с переднего конца испытываемого прутка
Механические свойства с середины отпрессованного прутка в
одноканальную матрицу представлены на рисунке 10.
35
Рисунок 10- Механические свойства с середины испытываемого прутка
Механические свойства с заднего конца отпрессованного прутка
представлены на рисунке 11.
Рисунок 11- Механические свойства с заднего конца испытываемого прутка
Аналогичным образом были отобраны образцы на микроструктуру с
переднего конца рисунок 12.
36
Рисунок 12- Микроструктура прессованного прутка с переднего конца
В образце можно увидеть структуру прутка кристаллы ɑ-фазы
неоднородные, крупно и мелкозернистые, средний условный размер зерна –
0,013мм, содержание ß-фазы составляет 45,62%.
Структура середины латунного прутка сплава ЛС59-1 диаметром 9,6мм
на рисунке 13.
Рисунок 13- Микроструктура прессованного прутка середины прутка
37
К середине прутка структура приобретает форму ярко выраженной
текстуры зерна, кристаллы ɑ-фазы неоднородные вытянутой формы, средний
условный размер зерна -0,015мм, содержание ß-фазы составляет 42,5%. К
концу прутка структура меняется незначительно: уменьшается средний
условный размер зерна до 0,014 мм, содержание ß-фазы уменьшается до
39,45% структура представлена на рисунке 14.
Рисунок 14- Микроструктура прессованного прутка на конце прутка
Так как прессование ведут с высокой степенью деформации 99,8%, это
влияет на его структуру и механические свойства. В начале процесса
прессования кристаллы ɑ-фазы неоднородные крупно и мелко зернистые изза высокой степени деформации при скорости прессования 6мм/с средний
условный размер зерна составляет 0,013 латунный пруток обладает
повышенными механическими свойствами по значению временного
сопротивления продукцию можно отнести к холоднодеформированному
способу изготовления продукции твердого состояния, механические свойства
приведены в таблице 7. Относительное удлинение после разрыва достигает
высоких показаний, все это позволяет в последнее время сдавать
прессованную продукцию по ГОСТу 2060-06 подходящую по
38
соответствующим испытаниям в холоднодеформированное состояние,
получая высокий экономический эффект[3].
Таблица 7 - Механические свойства прутков повышенной пластичности
В середине прессования происходит рост среднего условного размера
зерна до 0,015мм, это объясняется ростом температуры от выделения тепла
при интенсивной пластической деформации металла, к концу прессования
из-за потери тепла при охлождении металла о стенки контейнера размер
зерна уменьшается до 0,012мм, так же уменьшается объем ß-фазы до 39,45%.
Структура металла неоднородная с ярко выраженной текстурой, что
подтверждается разностью механических свойств от начала прессования к
концу в размере 6%.
39
3.2. Результаты исследований свойств прутков, отпрессованных
через двухканальную матрицу
Проведение эксперимента по исследованию свойств прутков
отпрессованных через двухканальную матрицу проводили при одинаковых
условиях с прессованием через одноканальную матрицу, для этого приняли
литую заготовку с одинаковым химическим составом, отлитую на установке
непрерывного горизонтального литья «CALAMARI» паспорт №311 рисунок
8.
Затем при одинаковых температурно-скоростных режимах прессования
была отпрессована бухтовая заготовка из сплава ЛС59-1 диаметром 9,6мм в
двухканальную матрицу, были отобраны образцы на механические свойства
и микроструктуру с начала, середины и конца прутка. При исследовании
начала прутка получили механические свойства рисунок 15.
Рисунок 15- Механические свойства с переднего конца испытываемого
прутка отпрессованного в двухканальную матрицу
С середины прутка наблюдается снижение относительного удлинения
на 8% , незначительны рост предела прочности, предел прочности
практически не изменяется, значения показаны на рисунке 16.
40
Рисунок 16- Механические свойства с середины испытываемого прутка
Под конец прессования наблюдается рост значений предела прочности
и предела текучести при этом относительное удлинение не изменяется
рисунок 17.
Рисунок 17- Механические свойства с заднего конца испытываемого
прутка
Микроструктура латунного сплава в начале прессования кристаллы ɑфазы неоднородные, крупно и мелкозернистые средний условный размер
зерна составляет 0,012мм, содержание ß-фазы 39,8%. Крупные кристаллы ɑфазы имеют игольчатую форму рисунок 18.
41
Рисунок 18- Микроструктура прессованного прутка в начале прутка
В середине прессования наблюдается рост среднего условного размера
зерна до 0,013мм, происходит увеличение содержание ß-фазы до 45,1%
структура не изменяется, наблюдается рост крупных кристаллов ɑ-фазы
имеющих игольчатую форму рисунок 19.
Рисунок 19- Микроструктура прессованного прутка в середине прутка
Под конец процесса прессования рост среднего условного размера
зерна достигает 0,018мм, что объясняется отсутствие больших потерь тепла
на охлождение о стенки контейнера, так как цикл прессования латунного
прутка марки сплава ЛС59-1 диаметром 9,6мм в двухканальную матрицу
короче в 2 раза, выделенное тепло во время прессования позволяет зерну
42
продолжать расти, размер содержание ß-фазы 39,8% рисунок 20.
Исследования показали, что структура латунного сплава и его механические
свойства неоднородны[5].
Рисунок 20- Микроструктура прессованного прутка в конце прутка
3.3.Сравнительный анализ и оценка полученных результатов
В дальнейшем с целью уменьшения анизотропии прессованной
заготовки провели опытные работы по прессованию латунного прутка марки
сплава ЛС59-1 в одноканальную и двухканальную матрицу при различных
температурах нагрева литой заготовки перед прессованием в нагревательной
печи «COIM» результаты полученных испытаний по определению
зависимости механических свойств от температуры занесли в таблицу № 8.
Где занесены испытания прессования латунного сплава марки ЛС59-1
диаметром 9,6мм в одноканальную матрицу. После волочения на
автоматической волочильной лини OCN 1/4.100 в размер 9мм от тянутой
продукции были отобраны образцы на механические свойства[5].
43
Таблица 8- Механические свойства металла после прессования в
одноканальную матрицу
44
Продолжение таблицы 8
Рассмотрев полученные результаты можно сделать выводы, что при
прессовании в температурном интервале 680-760°С наблюдается
неравномерность механических свойств в размере 8-12% от переднего конца,
механические свойства которого ближе к полутвердому состоянию
холоднодеформированного состояния по показателю предела прочности.
По
показателю
пластичности,
относительному
удлинению
соответствует прессованному состоянию. К заднему концу происходит рост
показателя
предела
прочности
до
твердого
состояния
холоднодеформированного состояния, а относительное удлинение находится
в интервале прессованного состояния, все это объясняется мелким зерном
0,018-0,012мм, как для металла прессованного в одноканальную так и в
двухканальную матрицу.
Свойства становятся более однородные при прессовании в
температурном интервале 760-780°С что подтверждает описанный метод
прессования в патенте № RU 2016134 [7]. Сравнивая испытания одно и двух
45
канального прессования по росту зерна то при одноканальном прессовании
условный размер зерна практически одинаковый, для начала прутка
составляет 0,013мм, а для конца прутка 0,014мм. В середине наблюдается
рост до 0,015мм вместе с зерном снижается предел прочности, значение ßфазы уменьшается с 45,62% до 39,45%.
При рассмотрении значений испытаний двухканальной матрицы
наблюдается рост зерна от начла прутка с 0,012мм до 0,018мм в середине
условный размер зерна был равен 0,015мм предел прочности рос с 510 МПа
до 540 МПа, значение ß-фазы растет с 39,8% до 42,25%. При исследовании
образцов разница механических свойств металла отпрессованного прутка в
двухканальную матрицу больше на 6%, чем отпрессованного в
одноканальную[5].
Структура металла так же отличается от текстуры при одноканальном
прессовании до игольчатой структуры при двухканальном прессовании,
следовательно течение металла при прессовании в двухканальную матрицу
формирует игольчатую структуру, которая затрудняет дальнейшую
холодную обработку отпрессованной заготовки.
Полученные данные подвергали усреднению и статистической
обработке. На рисунке 21, а представлена зависимость временного
сопротивления от двух параметров: температуры литой заготовки и места
отбора образцов.
46
Рисунок 21 - Зависимость временного сопротивления латуни ЛС59-1 от
температуры прессования: а – в настоящем исследовании, для выходной
части прутка (o) и утяжинной части (x); б –результаты прессования по
данным работы [15]
Для всей выборки результатов интервал значений временного
сопротивления составляет 𝜎в = 439…503 МПа, а относительного удлинения
после разрыва δ = 22…32%. По этим параметрам материал удовлетворяет
требованиям межгосударственного стандарта ГОСТ 2060-2006 (Прутки
латунные. Технические условия), где оговорены минимально допустимые
величины для мягкого состояния 𝜎в = 330 МПа, δ = 22 % и 𝜎в = 360 МПа, δ
= 18 % для прессованного состояния.
Полученные свойства можно сравнить с характерными справочными
значениями для данного материала в состоянии отжига: 𝜎в = 400 МПа и δ =
45 % [14]. Как видно из результатов промышленного эксперимента,
прочность оказывается выше, а пластичность ниже, чем это характерно для
состояния отжига несмотря на то, что процесс прессования считается
процессом горячей деформации.
Кроме того, особенностью является то, что графики рисунке 21, а
похожи на экстремальные зависимости с минимумом вблизи аргумента
720°С, что можно объяснить следующим.
Наличие фазового альфа – бета перехода описывается диаграммой
состояния медь-цинк. При этом влияние третьего компонента – свинца,
47
оценивается с помощью формулы Гийе, в которой для свинца коэффициент
эквивалентности равен единице. Это приводит к тому, что с позиции
фазового состояния сплав ЛС59-1 содержит не 41 % цинка, а 42 %, а с учетом
допуска на химический состав может наблюдаться и несколько большее
содержание цинка. При таком содержании температура фазового перехода
оказывается на уровне около 720°С. На графиках рисунке 6 видно, что
именно при этой температуре наблюдается минимум функции прочности.
При большей температуре фиксируется большая концентрация бета-фазы,
которая является более мягкой и пластичной, чем альфа-фаза. Но после
охлаждения до температуры 454 °С происходит ß - b' фазовый переход и
теперь уже ß ' фаза (упорядоченный твердый раствор) оказывается более
прочной, чем альфа – фаза, поэтому временное сопротивление может
увеличиваться.
Таким образом, можно объяснить повышение прочности изделий,
отпрессованных при температуре ниже 720°С, малым теплосодержанием для
прохождения процесса рекристаллизации, а выше 720°С – повышенным
содержанием ß ' фазы, и этим объясняется наличие экстремума функции.
Можно отметить также колебания среднего размера зерна в диапазоне
12…15 мкм, при этом меньшие величины наблюдали для начального и
конечного периодов прессования.
Оценка количества ß ' - фазы в одном цикле прессования показала, что
для выходной части прутка ее содержание составляет 46%, для середины
прутка 43% и для утяжинного конца 40%. Можно отметить также колебания
среднего размера зерна в диапазоне 12…15 мкм, при этом меньшие величины
наблюдали для начального и конечного периодов прессования. Пример
структуры показан на рисунке 22. Более темные участки являются областями
существования ß ' – фазы.
48
а
Рисунок 22- Структура прессованной заготовки в продольном сечении:
а – начало прессования, б - конец прессования
49
б
Рисунок 22- Структура прессованной заготовки в продольном сечении: а –
начало прессования, б - конец прессования
50
Судя по исследованию [15] содержание b' фазы в свинцовой латуни
уменьшается при уменьшении температуры в диапазоне 650…800°С. Таким
образом, факт снижения содержания b' - фазы может говорить о том, что
температура металла в очаге деформации к концу процесса уменьшается за
счет превалирования процесса отъема тепла прессовым инструментом.
Полученные результаты можно сравнить с данными статьи [16], где
описано прессование латуни с содержанием (по массе) цинка 39 % и свинца
2,6%. Использована заготовка диаметром 330 мм, получали пруток
диаметром 20 мм. Авторы отмечали, что при повышении температуры
прессования в диапазоне 665…800 °С содержание альфа фазы уменьшается
от 29 до 23 %. Был достигнут минимум прочности в 394 МПа при
температуре 740°С (рис. 6, б). Характер зависимости и положение минимума
соответствует полученным в настоящей работе результатам. Небольшой
сдвиг положения минимума в сторону большей температуры в работе –
аналоге можно связать с несколько большим содержанием свинца в сплаве.
Такое сравнение подтверждает положения, сформулированные выше.
51
4. ИССЛЕДОВАНИЕ НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОГО
СОСТОЯНИЯ ПРИ ПРЕССОВАНИИ ПРУТКОВ ИЗ ЛАТУНИ
ЛС59-1 С БОЛЬШИМИ СТЕПЕНЯМИ ДЕФОРМАЦИИ
3.1. Постановка задачи прессования в одноканальную матрицу
Выполнена краевая задача обратного прессования
латуни с
коэффициентом удлинения более 700. Этот процесс соответствует
производственной практике на Каменск-Уральском заводе по обработке
металлов давлением. Задача решается с помощью программного модуля
DEFORM методом конечных элементов. Рассчитываются скорости
перемещения, скорости деформации и степень деформации. Выявлена
разница между экструзией с умеренными и высокими коэффициентами
удлинения. Умеренные коэффициенты извлечения при экструзии приводят к
образованию зоны деформации, границы которой достигают стенки
контейнера.
Использование больших коэффициентов извлечения приводит к
локализации зоны деформации вблизи параллельной поверхности матрицы.
Выявлено превышение скорости деформации локального уровня над
значением 1000 с-1.
Двухфазное состояние латуней при обработке давлением является
объектом повышенного внимания, так как при наличии двух фаз за счет
темературно-скоростного режима создается возможность управления
свойствами прессованного изделия [17-20]. Двухфазные латуни имеют
низкий уровень пластичности в горячем состоянии с жесткими схемами
напряженного состояния. Обычно их обрабатывают не прокаткой, а
экструзией. В этом случае высокий уровень напряжений сжатия повышает
пластические свойства. Можно получить продукт без разрушения. Важным
вопросом является то, будет ли металл заготовки частично или полностью
находиться в температурном поле, соответствующем высокотемпературной
фазе, при горячей деформации [21,22].
Соответствующие
исследования
направлены
на
фиксацию
возможности этой фазы для улучшения свойств конечного продукта [23].
Важно, осуществляется ли прессование прямым или обратным способом [24].
Распределение скорости деформации и распределение деформации в
процессе прессования имеет важное значение. Известно, что распределение
52
этих параметров крайне неоднородно при экструзии двухфазных латуней. В
то же время уровень напряженно-деформированных свойств, которые
образуются в металле, зависит от этого распределения. МКЭ для анализа
напряженно-деформированного состояния
используется
различными
программными модулями, такими как: DEFORM [25], QFORM [26] и др.
Целью работы является исследование распределения тензорных и
инвариантных характеристик напряженно-деформированного состояния
методом конечных разностей при экструзии заготовки методом обратного
прессования в одноканальную матрицу из двухфазной латуни.
Для анализа схемы прессования используется метод конечных
элементов, реализованный в программном модуле DEFORM. Постановка
задачи выполняется в 2D-индикации. На рисунке 23, а показан общий вид
инструментов и расположения заготовок. На рисунке 23, б показано
увеличенное изображение области, прилегающей к матрицедержателю и
матрице, с сеткой конечных элементов на теле заготовки.
Геометрические параметры инструментов и заготовок представлены
следующими данными: диаметр контейнера Dk = 260 мм, длина слитка
L = 750 мм, диаметр слитка D = 250 мм; параллельный диаметр очка
матрицы и длина калибрующего пояска матрицы dk = 9,8 мм и 3,0 мм
соответственно. Таким образом, используется соотношение L/D = 3. Это
приемлемо для схемы обратной экструзии, так как здесь нивелируется
влияние трения на стенки контейнера. Коэффициент удлинения относительно
контейнера в этом случае будет равен значению
= Dk2/dk2 = 2602/9,82 = 704,
(1)
соответственно, степень деформации
ln = 2*ln (Dk/dk) = 6,56.
(2)
Степень деформации также может быть оценена по скорости
уменьшения по площади:
( - 1) / = 99,85%.
(3)
Последнее значение указывает на то, что в этом случае реализуется
режим очень высоких деформаций. При постановке задачи вводится
цилиндрическая система координат rɸy. Используются следующие
кинематические граничные условия для осесимметричной деформации:
- для стенки контейнера:
53
𝑉𝑟 = 0; 𝑉𝑦 = 0,
(4)
- для матрицедержателя с матрицей:
𝑉𝑟 = 0; 𝑉𝑦 = 6 мм/с .
(5)
Индекс " r "относится к радиальной координате, индекс" y " - к осевой
координате.
Постановка схемы задачи показана на рисунке 23.
Рисунок- 23. Схема процесса проектирования (а) и увеличенное
изображение металлической заготовки, примыкающей к матрице, с
отображением сетки конечных элементов: 1-стенка контейнера; 2экструзионная матрица; 3-заготовка; стрелка показывает направление
движения матрицы.
Процесс выполняется с числом конечных элементов 26500. Условия
установки следующие: материал заготовки в соответствии со стандартом
DIN_CuZn40Pb со свойствами в диапазоне температур 550...950 ºC. с
высокой степенью пластичности. Температура нагрева заготовки составляет
680 ° С, температура нагрева контейнера и экструзионной матрицы
составляет 460 ° С, скорость перемещения прессового инструмента – 6 мм/с
(в соответствии с данными производственного процесса). Коэффициент
трения на поверхности инструмента составляет 0,2. Параметры
54
теплопередачи задаются в соответствии с рекомендациями программного
модуля.
4.2. Результаты расчетов
На рисунке 24, а показано распределение радиальной составляющей
скорости перемещения. Видно, что выполняется условие симметрии
процесса: при радиальной координате r = 0 радиальная скорость Vr равна
нулю. Эта скорость на поверхности стенки контейнера также равна нулю изза необходимости соблюдения условия, при котором деформируемый металл
не проникает в инструмент. На рисунке 24, б показан модуль распределения
вектора скорости перемещения. Максимальное значение близко к 4000 мм/с.
Это значение также можно рассчитать по формуле Vmax = Vy* = 6* 703 =
4218 мм/с.
Рисунок- 24. Отображение радиальной составляющей скорости
перемещения (а) и модуля вектора скорости перемещения (б), мм/с.
Модуль вектора скорости перемещения имеет максимум только на оси
экструзии в отличие от радиальной составляющей. (Рис. 24, б). Это явление
вызвано влиянием больших перемещений по этой координате. В общем
55
случае поле скоростей перемещения не распространяется на весь объем
заготовки. Он локализуется вблизи устья экструзионной матрицы. В этом и
заключается отличие экструзии с большим коэффициентом извлечения.
Тензор скорости деформации T характеризует деформацию сужения
или удлинения, а также сдвиги в отдельных объемах зоны деформации в
отличие от вектора скорости перемещения. На рисунке 25, а показано
распределение компонент тензора скорости деформации rr. Самые высокие
значения достигаются вблизи параллельной поверхности экструзионной
матрицы. Компонент rr в этом случае не распределяется по центру оси
экструзии. Инвариантное значение интенсивности скорости деформации
(рис. 25, б) по существу задает форму зоны деформации: эта область может
быть ограничена зоной с радиальными кривыми. Эта область не
распространяется на стенку контейнера. Он локализуется вблизи устья
экструзионной матрицы в отличие от случая прессования с низким и средним
коэффициентом удлинения.
Следует отметить, что полученная интенсивность скорости
деформации достигает значения 1400 с-1. В первую очередь это связано с
большими значениями деформации. Осторожность вызывает тот факт, что
графики кривых упрочнения обычно не строятся для таких высоких
скоростей. В лучшем случае скорость деформации при испытаниях
материалов ограничена 100 с-1. Поэтому расчетные данные о сопротивлении
деформации получены путем экстраполяции графиков для умеренных
значений скорости.
Важной областью исследований реологических свойств материалов
было бы расширение диапазона скоростей деформации до 1000 с-1. Это
позволит повысить точность выполняемых расчетов.
56
Рисунок- 25. Визуализация компонента тензора скорости деформации rr (a) и
интенсивности скорости деформации , s -1
57
ЗАКЛЮЧЕНИЕ
По результатам проведенных патентных исследований можно сделать
вывод о том, что наибольшее внимание в исследуемой области уделяется
разработке и уточнению химических составов латуней. На втором по
значимости месте стоят режимы прессования прессованных прутков из
латуни. При этом указанные режимы тесно связаны с химическим составом,
так как совместно эти факторы обеспечивают получение необходимой
структуры, фазового состава сплава и размеры зерна прессованного изделия.
Последний параметр определяет необходимый уровень технологических и
механических свойств.
В ходе исследования был проведен сравнительный анализ
изобретательской активности по странам патентования, выбранным для
исследования. По полученным данным можно сделать вывод, что
наибольший интерес в данной области техники проявляют китайские,
японские, американские и британские компании и изобретатели.
В России исследования и новые разработки локализованы отраслевых
научно-исследовательских институтах, в университетах федерального
значения и крупных металлургических компаниях. В Японии объекты
изобретательского права в заданной области принадлежат крупным
компаниям, которые имеют исследовательские подразделения. В Китае
лидирующая роль принадлежит государственным университетам и
металлургическим компаниям. В США исследования сосредоточены в
крупных корпорациях, но иногда их участие поддерживается
соответствующими министерствами, например, энергетики.
Патентные исследования будут продолжены в соответствии с Планомграфиком
научно-исследовательской
работы
с
целью
анализа
патентоспособности конкретных разрабатываемых методов и материалов.
По результатам проведенных исследований было изучено прессование
латунного сплава марки ЛС59-1 на горизонтальном прессе обратного
прессования, на примере прессования в одноканальную и двухканальную
матрицу. На основании наблюдений о проблемах изготовления готовой
продукции методом волочения из прессованной заготовки отпрессованной в
двухканальную матрицу с повышенной кривизной.
58
Отобрав образцы на механические свойства и микроструктуру, были
исследованы различия в полученных значениях в пределе текучести и
относительном удлинении с передней части прутка, середины и задней части.
Увидели изменение условного размера зерна во время прессования двумя
различными методами, распределение ß-фазы.
Выполненные промышленные эксперименты показали, что существует
связь между температурой прессования и прочностными свойствами прутков
из свинцовой латуни. Эта зависимость имеет минимум при температуре
720°С, которая относится к области фазового перехода. Выявлено также
увеличение прочности прутков от начальной к завершающей стадии
прессования. Предложено объяснение этим явлениям с позиции различий
структурного состояния.
В процессе экструзии латуни с большими коэффициентами удлинения
методом конечных элементов было выявлено, что зона деформации не
доходит до стенок контейнера. Деформации локализуются вблизи входного
конуса матрицы. Установлено, что уровень скоростей деформации
превышает значение 1000 с-1.
Регулируя параметры температурно-скоростного режима можно
получить прессованную продукцию с различными механическими
свойствами и необходимой структурой металла. Подбирая условия
прессования можно в полной мере удовлетворить требованиям заказчикам и
принесет высокий экономический эффект при изготовлении готового
изделия.
59
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННЫХ ИСТОЧНИКОВ
1. Медь и деформируемые медные сплавы: учебное пособие/
Ю.Н.Логинов. 2-е изд., стер. Екатеринбург: ГОУ ВПО УГТУ-УПИ,
2006. 136 с
2. ГОСТ2060-06 «Прутки латунные»
3. DIN EN 12165:2011 «Медь и медные сплавы. Заготовка для поковок»
4. Богоявленский К.Н., Жолобов В.В., Ландихов А.Д. и др. Обработка
цветных металлов и сплавов давлением Москва.: Металлургия, 1973.
480 с.
5. Материалы производственной практики в ОАО «КУЗОЦМ». КаменскУральский, 2019.
6. Прессование как метод интенсивной деформации металлов и сплавов :
учеб. пособие / Ю. Н. Логинов. — Екатеринбург : Изд-во Урал.ун-та,
2016 — 156 с.
7. Патент RU2393265
8. Щерба В.Н., Райтбарг Л.Х. Технология прессования металлов.
Москва.: Металлургия, 1995, 336 с.
9. Патент RU2016134. Способ производства полуфабрикатов из латуни /
Б.Н.Ефремов и др. IPC C22F 1/08. Publ. 1994.07.15.
10.Патент №US6458222. Metal material, brass and method for manufacturing
the same. Appl.: Toto Ltd (JP). Inv.: Matsubara; Ryuji, Ashie; Nobuyuki,
Nakamura; Katsuaki. IPC C22F 1/08. Publ. 2002-02-01.
11.Обработка цветных металлов и сплавов: Справочник /Под ред.
Л.Е.Миллера. Москва.: Металлургиздат, 1961. 872 с.
12.Логинов Ю.Н., Мякошин В.И., Семенов А.П. Влияние процессов
контактной теплопередачи на кинематику процесса прессования
латуней / В сб. тр.1 Росс. конф. «Кузнецы Урала-2005», Екатеринбург,
2005. С.187-194.
60
13.Логинов Ю.Н., Семенов A.П. Измерение температуры инструмента
при горячем прессовании прутков из меди и латуни. Кузнечноштамповочное производство, 2006, №4. С.10-13.
14.Осинцев О.Е., Федоров В.Н. Медь и медные сплавы. Отечественные и
зарубежные марки : справочник. Москва.: Машиностроение. 2004. 336
с.
15.Pugacheva N. B. Structure and properties of alloys and coatings with
ordered b-phase after heat treatment. Metal Science and Heat Treatment.
2007. V. 49. No. 5 – 6. P. 240-247.
16.Mapelli C., Venturini R. Dependence of the mechanical properties of an α/β
brass on the microstructural features induced by hot extrusion. Scripta
Materialia. 2006. V. 54. Iss. 6. P. 1169-1173.
17.Фадил, А. А., Гаттас, М. С., Искандер, Б. А., Аджил, С. А., Энаб, Т. А.
Структурная характеристика и процессы обнаружения дефектов в
свинцовом латунном сплаве, используемом для производства газовых
клапанов. Александрийский инженерный журнал. 2018. V. 57(3). P.
1301-1311
18.Илларионов А. Г., Логинов Ю. Н., Степанов С. И., Илларионова С. М.,
Радаев П. С. Изменение структурно-фазового состояния и физикомеханических свойств холоднодеформированной свинцовой латуни
при нагреве / / Наука о металлах и термическая обработка 61(3-4), с.
243-248
19.Дхинвал С. С., Шукла А. Дж., Бисвас С., Чухан Д. К. Эволюция
микроструктуры и кристаллографической текстуры в α-β латуни при
равноканальном угловом прессовании. Характеристика материалов
2020. V. 163. №110270.
20.Пугачева Н. Б., Панкратов А. А., Фролова Н. Ю., Котляров И. В.
Структурные и фазовые превращения в α + β-латунях 2006 Российская
металлургия (металл) 2006(3), С. 239-248.
21.Логинов Ю. Н., Овчинников А. С. Повышение однородности
структуры и свойств экструдированных заготовок из свинцовых
латуней Альфа + Бета. 2015 Металлург 59(3-4), с. 342-347
61
22. Момени А., Эбрахими Г. Р., Фариди Х. Р. Влияние химического
состава и технологических переменных на поведение горячего потока
свинцовых латунных сплавов. 2015. Материаловедение и инженерия А.
В. 626, С. 1-8.
23.Chang, C.-C., Hsu, C.-H., Lai, J.-C. Влияние размера зерна и условий
смазки на микро-прямую и обратную полую экструзию латуни. 2014.
Прикладная механика и материалы. 479-480, С. 8-12.
24.Каргин В. Р., Дерябин А. Ю. Моделирование заключительного этапа
метода прямой экструзии крупногабаритных стержней при малых
удлинениях. 2018 Российский журнал цветных металлов. 59(6), С. 632636.
25.Ершов А. А., Котов В. В., Логинов Ю. Н.Возможности QFormэкструзии на примере экструзии сложных форм. 2012 Металлург 55(910), с. 695-701.
62
Приложение А
Strained condition parameters during brass backward
extrusion with a high elongation coefficient
Shimov G.V., 1, Loginov Y.N.1,2, Bushueva N.I.1, Vorsin А.S.1,3
1
Ural Federal University named after the first President of Russia B.N. Yeltsin, Mira street 19,
Ekaterinburg, 620002, Russia
2
M.N. Mikheev Institute of Metal Physics of the Ural Branch of the Russian Academy of Sciences
3
ПАО «Каменск-Уральский завод по обработке цветных металлов»
Annotation. The brass backward extrusion boundary value problem with a elongation coefficient
more than 700 is carried out. This process is consistent with production practices. The problem is
solved using the DEFORM software module by the finite element method. The displacement
velocities, strain rates and degree of strain are calculated. The difference between extrusion with
moderate and high elongation coefficients is revealed. The moderate extraction coefficients during
extrusion results to the formation of a deformation zone which boundaries which reach the
container wall. The use of large extraction coefficients results to the deformation zone localization
near the matrix extrusion die parallel land. The local level strain rates excess above the value 1000
s-1 is revealed.
1. Previous work
The two-phase brasses pressure shaping is an increased attention object, since in the presence of two
phases due to an additional lever is created to control the properties of the material [1-3]. The two-phase
brasses have a low ductility level in the hot state with rigid stress state schemes. They are usually
processed not by rolling, but by extrusion. In this case, a high level of compression stresses increases the
paste-forming properties. It is possible to obtain the product without destruction. An important question is
whether the workpiece metal will be partially or completely in the temperature field corresponding to the
high-temperature phase during hot deformation [4,5]. Related studies are aimed at the fixing possibility of
this phase to improve the final product properties [6]. It is important whether the pressing is carried out in
a direct or backward way [7]. The strain rate distribution and strain distribution during the deformation
process is important. It is known that the distribution of these parameters is extremely heterogeneous
from the two-phase brasses’ extrusion. At the same time, the stress-strain properties level that the metal
inherits depends on this distribution. The FEM for stress-strain state analyses is using by various software
modules such as: DEFORM [8], QFORM [9] etc.
The work aim is to study the distribution of tensor and invariant characteristics of the stress-strain state
by the finite-difference method in the single-channel backward extrusion of a rod made of two-phase
brass.
1. 1. The calculation method description
The finite element method implemented in the DEFORM software module is used to analyze the
extrusion scheme. The problem statement is carried out in 2D indication. Fig. 1, a shows a general view
of the tools and the workpiece locations. Fig. 1, b shows an enlarged image of the area adjacent to the
matrix extrusion die, with a finite elements mesh on the workpiece body. The tools and workpieces
geometric parameters are represented by the following data: the container diameter Dk = 260 mm, the
ingot length L = 750 mm, the ingot diameter D = 250 mm; the parallel land diameter and length dk = 9,8
64
мм and 3,0 mm, respectively. Thus, the ratio L/D = 3 is used. It is acceptable for the backward extrusion
scheme since the friction effect on the container walls is leveled here. The elongation coefficient
regarding to container in this case will be the value
= Dk2/dk2 = 2602/9,82 = 704,
(1)
accordingly, the strain degree
ln = 2*ln (Dk/dk) = 6,56.
(2)
The strain degree can also be estimated through the reduction rate over the area:
( - 1) / = 99,85%.
(3)
The latter value indicates that the very high deformations mode is realized in this case. A cylindrical
coordinate system ry is introduced during setting the problem. The following kinematic boundary
conditions for axisymmetric deformation are used:
- for container wall:
𝑉𝑟 = 0; 𝑉𝑦 = 0
,
(4)
- for matrix extrusion die:
𝑉𝑟 = 0; 𝑉𝑦 = 6 мм/с .
(5)
The index " r "refers to the radial coordinate, the index" y " to the axial coordinate.
The problem scheme statement is shown in Fig. 1.
1
3
2
2
a
b
Fig. 1. The design process scheme (a) and an enlarged image of the metal part adjacent to the matrix
matrix extrusion die with the the finite element mesh display: 1-the wall of the container; 2-the matrix
extrusion die; 3-the workpiece; the arrow shows the the matrix extrusion die movement direction
The statement is carried out with the finite elements number amount 26500. The setting conditions are as
follows: the workpiece material in accordance with the standard DIN_CuZn40Pb with properties in the
temperature range 550…950 ºС. The object type is plastic. The billet heating temperature consist 680 Сº,
the heating temperature of the container and matrix extrusion die consist 460 ºС, matrix matrix extrusion
die movement velocity – 6 мм/с (according to the production process data). The friction coefficient on the
matrix extrusion die is 0.2. The heat transfer parameters are set according to the software module
recommendations
2. Calculations results
Fig. 2, a shows the radial component distribution of the displacement velocity. It can be seen that the
the symmetry condition process is satisfied: at the radial coordinate r = 0, the radial velocity Vr is zero.
This velocity on the container wall surface is also consist zero due to the need to meet the condition
that the deformable metal does not penetrate the tool. Figure 2, b shows the modulus of the
displacement velocity vector distribution. The maximum value is close to 4000 mm/s. This value can also
be calculated using the formula Vmax = Vy* = 6* 703 = 4218 mm/s.
65
a
b
Figure 2. Display of the radial component of the displacement velocity (a) and the modulus of the
displacement velocity vector (b), mm/s
The module of the displacement velocity vector has a maximum just on the extrusion axis in contrast to
the radial component. (Fig. 2, b). This phenomenon is caused by the influence of large movements along
this coordinate. In general, the field of displacement velocities does not extend to the entire the workpiece
volume. It is localized near the matrix extrusion die mouth. This is the difference of extrusion with a large
extraction coefficient.
The strain velocity tensor T characterizes strain of shortening or elongation, as well as shifts in
individual volumes of the deformation zone in contrast to the displacement velocity vector. Fig. 3, a show
the strain rate tensor rr component distribution. The highest values are reached near the matrix extrusion
die parallel land. The component rr is no distribution to the extrusion axis centre in this case. Invariant
value of the strain rate intensity (fig. 3, b) essentially sets the deformation zone shape: this area can be
bounded by a zone with radial curves. This area does not extend to the container wall. It is localized near
the matrix extrusion die mouth in contrast to the case of extrusion with low and medium elongation
coefficient. It should be noted that the strain rate intensity obtained reaches the value 1400 s-1. This is
primarily due to the large values of deformation. Caution is aroused by the fact that the hardening curves
graphs are not usually plotted for such high velocities. At best, the strain rate in material tests is limited to
100 s-1. Therefore, the calculated data on the strain resistance are obtained by extrapolating the graphs for
moderate velocity values. An important research area on the rheological materials properties would be to
extend the range of strain rates to 1000 s-1. This would improve the calculations performed accuracy.
a
b
Рис. 3. Imaging the strain rate tensor component rr (a) and the strain rate intensity , s -1
66
3. The production process elements
The paper considers the real situation that occurs during the production of lead brass at the PJSC
"Kamensk-Uralsky non-ferrous metal working plant". Figure 4, a shows a photo of the ingot loaded into
the container and the matrix extrusion die attached to the movable die. Figure 4, b shows the coil view
after extrusion.
a
b
Рис. 4. Ingot and tool assembly during extrusion (a), finished product coil (b)
Conclusions. During the brass extrusion process with large elongation coefficients by the finite
element method, it was revealed that the deformation zone does not reach the walls of the container.
Deformations are localized near the matrix extrusion die mouth. It is established that the strain rates level
exceeds the value of 1000 s-1.
Ссылки
1. Fadhil, A.A., Ghattas, M.S., Iskander, B.A., Ajeel, S.A., Enab, T.A. Structural
characterization and detecting processes of defects in leaded brass alloy used for gas
valves production. Alexandria Engineering Journal. 2018. V. 57(3). P. 1301-1311
2. Illarionov, A.G., Loginov, Y.N., Stepanov, S.I., Illarionova, S.M., Radaev, P.S. Variation
of the Structure-and-Phase Condition and Physical and Mechanical Properties of ColdDeformed Leaded Brass Under Heating 2019 Metal Science and Heat Treatment 61(3-4),
с. 243-248
3. Dhinwal, S.S., Shukla, A.J., Biswas, S., Chouhan, D.K. Evolution of microstructure and
crystallographic texture in α-β Brass during equal channel angular pressing. Materials
Characterization 2020. V. 163. No.110270.
4. Pugacheva, N.B., Pankratov, A.A., Frolova, N.Yu., Kotlyarov, I.V. Structural and phase
transformations in α + β brasses
2006 Russian Metallurgy (Metally) 2006(3), с.
239-248.
5. Loginov, Y.N., Ovchinnikov, A.S. Increase in the Uniformity of Structure and Properties
of Extruded Workpieces of Alpha + Beta Lead Brasses. 2015 Metallurgist 59(3-4), с.
342-347
6. Momeni, A., Ebrahimi, G.R., Faridi, H.R. Effect of chemical composition and processing
variables on the hot flow behavior of leaded brass alloys. 2015. Materials Science and
Engineering A. V. 626, P. 1-8.
67
7. Chang, C.-C., Hsu, C.-H., Lai, J.-C. Effects of grain size and lubricating conditions on
micro forward and backward hollow extrusion of brass. 2014. Applied Mechanics and
Materials. 479-480, P. 8-12.
8. Kargin, V.R., Deryabin, A.Y. Simulation of the Final Stage of the Direct Extrusion
Method of Large-Size Rods at Small Elongations. 2018 Russian Journal of NonFerrous Metals. 59(6), P. 632-636.
9. Ershov, A.A., Kotov, V.V., Loginov, Yu.N. Capabilities of QForm-extrusion based on an
example of the extrusion of complex shapes.
2012 Metallurgist 55(9-10), с. 695701.
68
Таблица В.1. Патентная документация
Страна выдачи,
Предмет
вид и номер
поиска
охран(объект
исследовани
ного
я, его
документа.
составные
Классификацио
части)
нный индекс*
1
Объект
исследован
ия
представляе
т
собой
совокупнос
ть
действий,
направленн
ых
на
разработку
новых
методов
прессовани
я прутков
из латуни
Заявитель
(патентообладатель),
страна. Номер заявки, дата
приоритета,
конвенционный приоритет,
дата публикации
2
3
JP2000355746A TOTO LTD,
B21C23 / 00;
JP2000355746A,9.09.1996
C22C9 / 04;
опубл. 26.12.2000
C22F1 / 00;
TOTO LTD,
C22F1 / 08
EP1270758A2·2003-01-02
EP1270758A2
Опубл. 02.01.2003
C22C9/04;
Также опубликовано как:
C22F1/08
AT235573T ;
AU4136097A;
CA2265812A1;
CN1230230A ;
CN1100152C ;
DE69720261T2 ;
EP1270758A2 ;
69
Название
изобретения
(полезной модели,
образца)
4
PRODUCTION OF
BRASS
AND
PRODUCING
EQUIPMENT
THEREFOR
Продолжение Таблица В.1.
CN104862520A
C22C1 / 02;
C22C9 / 00;
C22F1 / 08;
NINGBO POWERWAY ALLOY
MATERIALS CO LTD
CN201510264674A,22.05.2015
Brass alloy as well as
preparation method and
application thereof
Опубл. 26.08.2015
JP2000119777A
TOTO LTD
B21C23 / 00;
JP9938999A,06.04.1999
C22C9 / 04;
Опубл. 25.04.2000
C22F1 / 00;
METHOD
AND
EQUIPMENT
FOR
MANUFACTURING
BRASS AND BRASS
MATERIAL
C22F1 / 08;
WO2006088421A
B21C23 / 00 ;
B21C23 / 02 ;
IGNBERG, LARZ,
OUTOKUMPU COPPER
PRODUCTS OY
FI20050195A/18.02.2005
B21C23 / 04 ;
Опубл. 24.08.2006
B21C25 / 02 ;
Также опубликовано как:
C22C9 / 04 ;
C22F1 / 08 ;
EXTRUSIONOF
A
METAL
ALLOY
CONTAINING
COPPER AND ZINC
CN101120115A;
CN100582282C;
FI20050195A;
CN103602853A
C22C9 / 04;
C22F1 / 08;
FUJIAN PROVINCE NAN AN
CITY PENGXIN COPPER
INDUSTRY CO LTD
CN201310562188A·12.11.2013
Опубл.26.02.2014
70
Low-lead extruded brass
bar and production
method thereof
Продолжение Таблица В.1.
JP2001316789
TOTO LTD
C22C9 / 04;
JP2000043616A·2000-0221
C22F1 / 00;
C22F1 / 08
RU2393265
C22F1 / 08
Опубл.16.11.2001
METHOD FOR
WORKING
BRASS
MATERIAL AND
BRASS
MATERIAL
РЗОЦМ (RU), УрФУ (RU) СПОСОБ
ПРОИЗВОДСТВА
Дата публикации заявки:
ГОРЯЧЕПРЕССО
20.07.2009
ВАННЫХ
ЗАГОТОВОК ИЗ
Опубл.27.06.2010
СВИНЦОВОЙ
АЛЬФА+БЕТАЛАТУНИ
JP2002256362A TOTO LTD
C22C9 / 04;
C22F1 / 00;
C22F1 / 08
METHOD
AND
EQUIPMENT FOR
JP2001362889A,2001.11.28
MANUFACTURIN
G BRASS AND
Опубл.11.09.2002
BRASS
MATERIAL
JP2000119778A TOTO LTD
B21C23 / 00;
C22C9 / 04;
C22F1 / 00;
METHOD
AND
EQUIPMENT FOR
JP2000119778A,1999.04.06
MANUFACTURIN
G BRASS AND
Опубл.25.04.2000
BRASS
MATERIAL
C22F1 / 08
71
Продолжение Таблица В.1.
US6458222B1
TOTO LTD
C22C9/04;
US53098400A,2000.05.08
C22F1/08
Опубл.1.10.2002
Также опубликовано как:
Metal material,
brass and method
for
manufacturing
the same
AU1052099A;
CN1277638A;
CN108265195A NINGBO JINTIAN COPPER Single-phase
GROUP CO
brass for deep
C22F1 / 08
drawing,
and
CN201711406562A.2017.12.22
preparation
method thereof
Опубл.10.07.2018
CN105821357A ANHUI XINKE NEW MAT Production
CO LTD
process for lead
C22F1/08
brass bars
CN201610325744A.2016.05.17
Опубл.3.08.2016
CN106947883A UNIV HEFEI TECHNOLOGY
C22F1/08
CN201710299175A·201.04.28
Опубл.3.08.2016
JP2000199021A TOTO LTD
C22F1/08
JP2000033705A·2000.02.10О
публ.17.11.2016
72
Lead-free
corrosionresistant
freecutting
brass
alloy
and
preparation
method thereof
COPPER
ALLOY
AND
PRODUCTION
THEREOF
Продолжение Таблица В.1.
CN106011711A
C22F1/08
ZHEJIANG SANRUI COPPER Preparing
method
CO LTD
ofbrass alloy
CN201610419054A·2016.06.13
Опубл.12.10.2016
JP2006009053A
C22F1/08
CN103667777A
C22F1/08
CN100552070C
C22F1/08
SHINNITTO KINZOKU KK, BRASS MATERIAL
SUMITOMO LIGHT METAL HAVING
EXCELLENT
IND LTD
STRESS
CORROSION
JP2004183750A·2004.06.2
CRACKING
Опубл.12.01.2006
RESISTANCE AND
ITS PRODUCTION
METHOD
YUYAO SHISEN COPPER Rolling-formed
PLANT
environment-friendly
lead-free
brass
CN201310615756A·2013.11.27
profile
Опубл.26.03.2014
UNIV
[CN]
CENTRAL
SOUTH Leadless easy-cutting
magnesium
brass
alloy and method for
CN200710035912A,2007.10.16
preparing same
Опубл.26.03.2014
JP2003268514A
TOTO LTD
C22F1/08
JP2002071178A,2002.03.15
METHOD OF
PRODUCING
BRASS
Опубл.26.03.2014
CN104109774A
C22F1/08
HESHAN JINZHOU COPPER EnvironmentIND CO LTD
protective lead-free
brass and preparation
CN201310134297A*2013.04.18
method thereof
Опубл.22.10.2014
73
Продолжение Таблица В.1.
US2014212325A1 MUELLER IND INC [US]
C22F1/08
DEZINCIFICATION
ALLOY AND
US201414227385A*2014.03.27
METHOD OF
MAKING SAME
Опубл.31.07.2014
Также опубликовано как:
US2013118309A1;
US8721765B2;
US2014212325A1;
US9399805B2
US2012155501A
C22F1/08
CAI JIHUA[CN]
US97055610A·2010.12.16
Опубл.21.06.2012
JP2002363718A
C22F1/08
SUMITOMO LIGHT METAL
IND
JP2001174177A·2001.06.08
Опубл.18.12.2002
74
ANGULAR
EXTRUSIONOF
COPPER ALLOY
ANODES
METHOD OF
PRODUCING CuZn-BASED ALLOY
EXTRUDED
MATERIAL
HAVING FINE
STRUCTURE AND
Cu-Zn-BASED
ALLOY
EXTRUDED
MATERIAL
OBTAINED BY
THE SAME
Т а б л и ц а В.2. - Научно-техническая, конъюнктурная, нормативная
документация и материалы государственной регистрации (отчеты о научноисследовательских работах)
Предмет
поиска
1
Объект
исследова
ния
представля
ет собой
совокупно
сть
действий,
направлен
ных на
разработку
новых
производс
твенных
(цифровых
)
технологи
й
прессован
ия
латунных
прутков.
Наименование
Автор,
фирма
источника информации (держатель)
с указанием страницы технической
источника
документации
2
3
Год, место и орган
издания (утверждения,
депонирования
источника)
4
Structural and phase Pugacheva N.B.,
transformations in α + β Pankratov A.A.,
brasses, с. 239-248
Frolova N.Yu.,
Kotlyarov I.V.
Russian metallurgy
(Metally). 2006. Т.
2006. № 3.
Применение
Хомская И.В.,
динамического
Шорохов Е.В.,
канально-углового
Зельдович В.И.,
прессования
для Хейфец А.Э.,
получения
Фролова Н.Ю.,
наноструктурированн Абрамов А.В.,
ых меди и латуни, Насонов П.А.,
с 17-24
Минаев И.В.
Влияние процессов
Логинов Ю.Н.,
контактной
Мякошин В.И.,
теплопередачи на
Семенов А.П.
кинематику процесса
прессования латуней,
С. 187-193
Деформация и
разрушение
материалов. 2012. № 1.
75
В сборнике: Кузнечноштамповочное
производство:
перспективы и
развитие Материалы 1ой Российской
конференции по
кузнечноштамповочному
производству "Кузнецы
Урала - 2005".
Продолжение Т а б л и ц а В.2.
Изменение
температуры Логинов Ю.Н.,
инструмента при горячем Семенов А.П.
прессовании прутков из
меди и латуни, С. 10-13.
Кузнечно-штамповочное
производство.
Обработка
материалов
давлением.
2006. № 4.
Повышение однородности Логинов Ю.Н.,
структуры
и
свойств Овчинников А.С.
прессованных заготовок из
альфа + бета свинцовых
латуней, С. 62-66.
Металлург. 2015. № 4
Напряженнодеформированное
состояние прессования
латуни при переменных
условиях теплопередачи,
С. 41-46
узнечно-штамповочное
производство.
Обработка
материалов
давлением.
2018. № 9
Логинов Ю.Н.,
Полищук Е.Г.,
Овчинников А.С.
Формирование тепловых Логинов Ю.Н.
граничных
условий,
связанных с излучением,
при прессовании заготовок
из меди и латуни, С. 80-83.
Инновационные
технологии в металлургии и
машиностроении 2013.
Решения технологических Логинов Ю.Н.
задач прессования с
применением системы
анализа процессов
пластичечкого
деформирования “РАПИД
2D”.
Учебно-методическое
пособие / Екатеринбург,
2007.
Прессование как метод
интенсивной деформации
металлов и сплавов
Учебное пособие для
студентов всех форм
обучения по направлению
подготовки "Металлургия" /
Екатеринбург, 2016.
Логинов Ю.Н.,.
76
Продолжение Т а б л и ц а В.2.
Влияние присутствия
второй фазы на
свойства двойных
латуней,с. 187-190.
Логинов Ю.Н.,
Заготовительные
Овчинников А.С. производства в
машиностроении. 2017.
Т. 15. № 4.
Characteristics of
Bing Li,
Procedia Engineering,
microstructure evolution Zikai Lin,
1. Volume 207, 2017
of two-phase H62 brass Cheng Peng,
alloy during continuous Xue Wang,
extrusion, Pages 647Jingfeng Zhang
651
Flow Characteristics of Bing Li,
Procedia Engineering,
Brass Rod During
Qi Wei,
1. Volume 81, 2014
Continuous Extrusion,1. Jiu-yang Pei,
Pages 647-651
2. Ying Zhao
Microstructure, Phase
Transformation,
Precipitation Behavior1.
and Mechanical
Properties of P/M
Cu40Zn–1.0 wt% Ti
Brass Alloy via Spark
Plasma Sintering and
Hot Extrusion, Pages
1018-1024
Shufeng Li,
Hisashi Imai,
Katsuyoshi
Kondoh
Dependence of
the Carlo Mapelli,
mechanical properties of
Roberto Venturini
an α/β brass on the
microstructural features
induced
by
hot
extrusion,
Pages 608-614,
77
Journal of Materials
Science & Technology,
Volume 29, Issue 11,
November 2013
Journal of Materials
Processing Technology,
Volume 54, Issue 6,
March 2006
Продолжение Т а б л и ц а В.2.
Microstructural
evolution and
mechanical properties
of accumulative back
extruded duplex
(α + β) brass, Pages
101-114,
Materials
Characterization,
A. Zarei-Hanzaki, Volume 152, June
M. Moghaddam, 2019,
E. Farabi,
M. Moghaddam,
P. D. Hodgson,
H. Beladi
Fabrication
and
properties of lead-free
machinable brass with
Ti additive by powder
metallurgy
Shufeng Li,
Katsuyoshi
Kondoh,
Hisashi Imai,
Powder
Technology,
Volume
205,
Issues 1–3, 10
January 2011,
Hisashi Imai,
Haruhiko Atsumi,
Pages 242-249,
High-strength,
leadfree machinable α–β
duplex phase brass
Cu–40Zn–Cr–Fe–Sn–
Bi alloys, Pages 275281,
Haruhiko Atsumi, Materials Science
and Engineering:
Hisashi Imai,
A,
Shufeng Li,
Volume 529, 25
November 2011,
Katsuyoshi
Kondoh,
Akimichi Kojima
78
Продолжение Т а б л и ц а В.2.
Fabrication
and
properties of highstrength extruded brass
using
elemental
mixture of Cu–40% Zn
alloy powder and Mg
particle,
Haruhiko Atsumi, Materials
Chemistry and
Hisashi Imai,
Physics,
Shufeng Li,
Volume 135,
Issues 2–3, 15
Katsuyoshi
August 2012,
Kondoh,
Pages 554-562,
Akimichi Kojima
Hot working analysis
of a CuZn40Pb2 brass
on the monophasic (β)
and intercritical (α+β)
regions,
L. Suárez,
Pages 42-50,
A. MartínezRomay,
P. RodriguezCalvillo,
Materials Science
and Engineering:
A, Volume 627, 11
March 2015
J. M. Cabrera,
Hot tearing in extruded Mannheim R,
brass for machining
Garin J
applications, pp. 432438
79
Revista de
Metalurgia
(Madrid), vol. 45,
issue 6 (2009)
Отзывы:
Авторизуйтесь, чтобы оставить отзыв