close

Вход

Забыли?

вход по аккаунту

?

Теоретические положения и технология управления структурообразованием в процессах горячей обработки давлением с интенсивной деформацией.

код для вставкиСкачать
На правах рукописи
Хаймович Александр Исаакович
ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ПОЛОЖЕНИЯ И ТЕХНОЛОГИЯ УПРАВЛЕНИЯ
СТРУКТУРООБРАЗОВАНИЕМ В ПРОЦЕССАХ ГОРЯЧЕЙ ОБРАБОТКИ
ДАВЛЕНИЕМ С ИНТЕНСИВНОЙ ДЕФОРМАЦИЕЙ
05.02.09 - Технологии и машины обработки давлением
Автореферат
диссертации на соискание ученой степени
доктора технических наук
Самара - 2014
Работа выполнена в федеральном государственном бюджетном образовательном
учреждении высшего профессионального образования «Самарский государственный
аэрокосмический университет имени академика С.П. Королева (национальный
исследовательский университет)» на кафедрах производства двигателей летательных
аппаратов и обработки металлов давлением.
Научный консультант:
доктор технических наук, профессор
Шитарев Игорь Леонидович.
Официальные оппоненты:
Елисеев Юрий Сергеевич, доктор технических наук, профессор, открытое акционерное общество «Металлист-Самара», исполнительный директор;
Кокорин Валерий Николаевич, доктор технических наук, профессор, федеральное
государственное бюджетное образовательное учреждении высшего профессионального
образования «Ульяновский государственный технический университет», кафедра «Материаловедение и обработка металлов давлением», заведующий кафедрой;
Яковлев Сергей Сергеевич, доктор технических наук, профессор, федеральное государственное бюджетное образовательное учреждении высшего профессионального образования «Ульяновский государственный технический университет», кафедра «Механика пластического формоизменения», заведующий кафедрой.
Ведущая организация: федеральное государственное унитарное предприятие «Всероссийский институт авиационных материалов» Государственный научный центр Российской Федерации (г. Москва).
Защита состоится 30 мая 2014 г. в 10-00 час. на заседании диссертационного совета
Д 212.215.03, созданного на базе федерального государственного бюджетного образовательного учреждения высшего профессионального образования «Самарский государственный аэрокосмический университет имени академика С.П. Королева (национальный
исследовательский университет)», по адресу: 443086, г. Самара, Московское шоссе, 34.
С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке федерального государственного
бюджетного образовательного учреждения высшего профессионального образования
«Самарский государственный аэрокосмический университет имени академика
С.П.Королева (национальный исследовательский университет)».
Автореферат разослан « ___ » __________ 2014 г.
Ученый секретарь
диссертационного совета,
кандидат технических наук
Я.А. Ерисов
ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ
Актуальность темы. Важной проблемой, стоящей перед современным машиностроением, является повышение эффективности и конкурентоспособности производства, связанное с технологией структурообразования изделий из металлов и сплавов в
процессах их формообразования горячей штамповкой при интенсивных пластических
деформациях, обеспечивающих требуемые эксплуатационные характеристики изделий.
Повышенные требования предъявляются к прочностным характеристикам изделий, которые работают при повышенных нагрузках. К таким изделиям можно отнести лопатки компрессоров газотурбинных двигателей (ГТД) из титановых и жаропрочных сплавов, а также трубные заготовки опор скольжения из дисперсионнотвердеющих сплавов на медной основе. Использование в заготовительном производстве этих изделий технологических процессов обработки давлением с высокой управляемой интенсивностью деформаций обеспечивает формообразование, которое максимально приближает геометрию заготовки к готовой детали, что увеличивает коэффициент использования материала, снижает долю механической обработки, обеспечивает формирование структуры с требуемыми эксплуатационными характеристиками.
Известно, что изготовление лопаток, занимающих особое место в производстве
ГТД, трудоемко и составляет до 35% от трудоемкости изготовления всего изделия, а
их КИМ не превышает 0,15 – 0,22. В этой связи, НПО «Труд», КМПО им. М.В. Фрунзе совместно с Куйбышевским филиалом НИИД (сейчас все предприятия входят в состав ОАО «Кузнецов») под руководством академика Н.Д. Кузнецова, используя преимущества специально созданных высокоскоростных молотов - ВСМ (ВСМ 2, ВСМ 4
и др.), разработали, освоили и внедрили в производство технологические процессы изготовления точных заготовок различной номенклатуры. Применение высокоскоростной штамповки (ВСШ) позволило повысить КИМ до 0,4-0,6 при повышении механических свойств на 15% и более.
Область рациональных и оптимальных технологических режимов, позволяющих
получить структуру заготовок с прогнозируемыми механическими свойствами при высоких температурах и скоростях деформации, требует своего теоретического и экспериментального обоснования. Однако в настоящее время в рамках математической теории пластичности для поликристаллической среды нет единого подхода, который позволил бы в виде замкнутой системы полевых уравнений увязать термодинамические
процессы, термомеханические параметры и параметры микроструктуры.
Теория и практика, учитывающие ряд особенностей отмеченных технологических процессов, позволяют определить область рациональных термомеханических режимов деформирования, обеспечивающих повышение качества и эксплуатационных
свойств изделий за счет применения научно обоснованных методов управления структурообразованием, что обуславливает актуальность темы исследования.
Разработанные теоретические основы и математические модели, отражающие
термомеханические взаимодействия в интенсивно деформируемой поликристаллической среде, также могут быть применимы для анализа других высокоэнергетических
технологических операций заготовительного производства.
Работа выполнялась в соответствии с Федеральной целевой программой «Создание линейки газотурбинных двигателей на базе универсального газогенератора высокой энергетической эффективности» (шифр «2010-218-001», шифр темы: 001Х-342029г).
Область исследования (по паспорту специальности):
1. Закономерности деформирования материалов и повышения их качества при
различных термомеханических режимах, установление оптимальных режимов обработки.
3
2. Новые методы пластического формоизменения и изменения свойств заготовок
сжатием, ударом, магнитно-импульсным и иными воздействиями.
К объектам исследования относятся высокоскоростная штамповка (ВСШ) титановых лопаток ГТД на высокоскоростных молотах (ВСМ), горячее гидродинамическое выдавливание (ГГДВ) трубных заготовок опор скольжения из дисперсионнотвердеющих сплавов на медной основе, радиальная ковка (РК) этих заготовок на радиально-обжимных машинах (РОМ).
Предметом исследования является деформирование с высокой для данного
материала, напряженного состояния и температуры интенсивностью скорости деформации, превышение которой может привести к внутренним дефектам структуры и
поверхности заготовки, а область её рациональных значений обеспечивает получение
структуры изделий с требуемыми свойствами.
Цель работы – разработка методов управления структурой в технологических
процессах объемной штамповки на основе развития теории деформирования поликристаллической среды в условиях интенсивной пластической деформации и динамической рекристаллизации, создании на ее базе научно обоснованных термомеханических
режимов операций.
Для достижения указанной цели были поставлены и решены следующие задачи
исследований:
1.
Разработка теоретических основ структурообразования деформируемой
поликристаллической среды. Создание математической модели связи между континуальной деформируемой средой в пластической области и её зернограничной структурой на основе полевых уравнений напряженно-деформированного состояния (НДС) в
условиях фазового равновесия. Определение параметров и коэффициентов, характеризующих состояние интенсивно деформируемой поликристаллической среды в рамках
континуальной теории.
2.
Разработка феноменологической модели динамической рекристаллизации,
устанавливающей связь между размерами рекристаллизуемых зерен (по диаграмме
рекристаллизации) и параметрами и коэффициентами, характеризующими состояние
деформируемой поликристаллической среды.
3.
Прогнозирование структурообразования (изменение размеров зерен в динамике) и апробация разработанной методики прогнозирования при моделировании
структуры заготовок лопаток ГТД из    -титанового сплава, изготовленных методом
высокоскоростной штамповки с нагревом ниже точки полиморфных превращений.
4.
Определение рациональных термомеханических режимов высокоскоростной штамповки и последующей термообработки с целью формирования структуры заготовки с заданными свойствами по критерию увеличенного предела выносливости
для заготовок лопаток ГТД из    -титанового сплава ВТ9 с нагревом исходных заготовок выше точки полиморфных превращений на основе комплексных экспериментальных исследований.
5.
Управление структурой поверхности штампуемой заготовки в условиях
интенсивного трения. Исследование влияния состава активных (с добавлением различных модифицирующих структуру деформируемого материала компонентов) технологических смазок на пластичность поверхностного слоя с целью обеспечения
улучшенного качества поверхности и снижения коэффициента трения при высокоскоростной штамповке изделий из легированных жаропрочных и титановых сплавов.
6.
Сравнительные исследования влияния скорости, температуры и степени
деформации на механизмы пластического деформирования при формообразовании
трубных заготовок из среднелегированных бериллиевых бронз в технологических
процессах изотермической штамповки, ГГДВ, РК на оправке. Определение предельных параметров формообразования для РК трубных заготовок.
4
7.
Разработка основных технологических параметров скоростного выдавливания пруткового полуфабриката с повышенной твердостью из низколегированной бериллиевой бронзы в режимах ВТМО методом ГГДВ.
Методы исследования. Теоретические исследования процессов пластического
деформирования поликристаллической среды выполнены с использованием основных
положений механики деформируемого твердого тела и математической теории пластичности и содержат уравнения движения с учетом термомеханического взаимодействия дискретной зернограничной и континуальной (внутри зерна) компонентов среды. Определяющие соотношения, связывающие деформированное и напряженное состояние компонентов среды, получены на основе модели их вязкопластического взаимодействия с использованием методов термодинамики необратимых процессов. Феноменологическая модель процесса динамической рекристаллизации определяет способ, с помощью которого тепловое и напряженно-деформированное состояние рассчитывается из полученных полевых уравнений движения поликристаллической среды и
экспериментальных диаграмм динамической рекристаллизации. Апробация модели
произведена на примере жаростойкого сплава ЭИ437 и + титанового сплава ВТ9.
Аналитически смоделировано изменение размеров зерна (по -фазе) для титанового
сплава ВТ9 при высокоскоростной штамповке заготовок лопаток ГТД. Исследование
влияния состава активных технологических смазок выполнено с использованием нелинейного регрессионного анализа. Оптимизация состава смазок по компонентному и
количественному составу произведена методом поиска глобального экстремума у критерия эффективности смазки.
Экспериментальные исследования выполнены с использованием современных
средств оптической металлографии (Neophot 30 и др.), рентгеноструктурного анализа
(Дрон-5М), универсальных испытательных машин, с применением специализированного оборудования – высокоскоростных молотов ВСМ-2, ВСМ-4 со скоростью падающих частей 20-40 м/c, модернизированного под горячее гидродинамическое выдавливание кривошипного пресса К8540, установки радиальной ковки GFM SХ16.
Обработка опытных данных осуществлялась с применением статистических методов
обработки.
Достоверность положений диссертации обеспечивается корректным использованием математического аппарата, соответствием результатов экспериментов и выдвигаемых в диссертации положений и выводов качественного характера, статистическими методами обработки результатов экспериментов и практической апробацией результатов в производственных условиях.
Положения, выносимые на защиту:
- модель поликристаллической деформируемой среды, состоящую из дискретной зернограничной и континуальной структур и выраженную через соотношения между 32-мя её характеризующими параметрами;
- основные уравнения и соотношения для анализа изменения размеров зерна
пластически деформируемой заготовки по феноменологическим моделям динамической рекристаллизации;
- обобщенные уравнения движения интенсивно деформируемой поликристаллической среды, выраженные через кинематические параметры континуальной составляющей и коэффициенты структурообразования, связанные с миграцией границ
зернограничной составляющей;
- результаты теоретических и экспериментальных исследований рациональных
режимов операций ВСШ высокоточных заготовок лопаток из + титановых сплавов
с предварительным нагревом исходных заготовок токами высокой частоты до и выше
температуры полиморфных превращений с последующим последеформационным отжигом для получения микроструктуры заготовки с требуемым комплексом механиче5
ских свойств (повышенные кратковременные характеристики либо повышенную длительную прочность);
- результаты исследований влияния компонентного и количественного состава
активных смазок, содержащих эвтектойдные стабилизаторы, на повышение качества
поверхности и эффективность формообразования за счет формирования микролегированной структуры по контактным поверхностям в технологических процессах высокоскоростной штамповки заготовок лопаток из титановых и жаропрочных сплавов;
- сравнительные экспериментальные исследования предельных параметров деформирования по критериям качества формообразования и структурообразования в
зависимости от схемы, энергосиловых и скоростных параметров деформирования в
технологических процессах формообразования тонкостенных трубных заготовок из
дисперсионно-твердеющих сплавов на медной основе - изотермической штамповке
(ИЗШ) на гидравлическом прессе, ГГДВ на кривошипном прессе, РК на оправке на
радиально-обжимной машине;
- экспериментально подтвержденные оптимизированные составы активных
технологических смазок, обеспечивающих повышение качества поверхности и снижение энергоемкости процесса деформирования титановых сплавов типа ВТ9, ВТ20 и
жаропрочных сплавов типа ЭП517Ш за счет микролегирования поверхности заготовки в области интенсивного контактного трения;
- технологические режимы деформирования и промежуточных и окончательных
термообработок в операциях радиальной ковки трубных заготовок на оправке из среднелегированной бериллиевой бронзы БрБ2 и операциях горячего гидродинамического
выдавливания прутковых полуфабрикатов повышенной твердости из низколегированной бронзы БрНБТ.
Научная новизна работы состоит в развитии теории деформирования гетерогенных сплошных сред применительно к поликристаллической среде в условиях интенсивной деформации и заключается в следующем:
- предложена и аналитически получена в виде полевых уравнений модель термомеханического взаимодействия двух структурных составляющих поликристаллической среды - континуальной компоненты (среды внутри зерен) и зернограничной дискретной компоненты;
- выявлены закономерности изменения кинематики течения материала в зависимости от параметров поликристаллической структуры - объемного коэффициента количества зернограничной структуры, матрицы коэффициентов образования текстуры,
характеризующих динамику изменения размеров зерен;
- определен способ, с помощью которого тепловое и напряженнодеформированное состояние рассчитывается из полевых уравнений и экспериментальных диаграмм динамической рекристаллизации. Полученные закономерности позволили выявить рациональные режимы деформирования.
Научная значимость работы состоит:
- в развитии теории деформирования применительно к поликристаллической
среде в условиях интенсивной пластической деформации, что позволяет установить
аналитическую связь между деформированным состоянием и микроструктурой при
динамической рекристаллизации;
- в установлении подходов к получению титановых заготовок лопаток ГТД методами ВСШ, обладающих либо повышенным комплексом кратковременных механических свойств, либо повышенным пределом выносливости при требуемом уровне остальных эксплуатационных характеристик в зависимости от параметров структуры
исходной заготовки, времени и температуры ТВЧ-нагрева заготовки под высокоскоростную штамповку, режимов штамповки и последующей термообработки;
6
- в разработке методики определения состава активных технологических смазок,
пластифицирующих поверхностный слой титановых и жаропрочных сплавов в условиях интенсивной пластической деформации за счет микролегирования контактной
поверхности.
Практическая ценность. На основе выполненных теоретических и экспериментальных исследований разработаны термомеханические режимы деформирования в
технологических процессах с импульсным приложением деформирующего усилия,
обеспечивающие повышение эксплуатационных свойств изделий ответственного назначения. По сравнению с традиционной объемной штамповкой обеспечивается повышение на 15% кратковременных механических характеристик лопаток ГТД изготовленных методом ВСШ при нагреве заготовок ниже точки + превращения и повышение предела выносливости до 40% при нагреве выше точки + превращения.
Обеспечивается повышение качества тонкостенных трубных заготовок из дисперсионно-твердеющих медесодержащих сплавов ковкой на радиально-обжимных машинах
(брак – менее 1%), снижение трудоемкости и металлоемкости (КИМ более 75%) за
счет получения заготовок изделий, приближенных по форме к готовым изделиям, сокращения сроков подготовки производства новых изделий за счет уменьшения доли
механической обработки.
Реализация работы. С применением рекомендаций разработаны операции высокоскоростной штамповки точных заготовок лопаток компрессора ГТД из + титановых сплавов типа ВТ9 для получения мелкодисперсной структуры, обеспечивающей
повышение кратковременных механических свойств по технологии с предварительным нагревом заготовок ТВЧ под штамповку до температуры полиморфных превращений T  , а также по технологии с нагревом заготовок выше температуры T  для
обеспечения повышения предела выносливости. Разработаны составы активных технологических смазок СОЖ-1 и СОЖ-2, содержащие эвтектойдные стабилизаторы,
обеспечивающие повышение качества поверхности отштампованных заготовок лопаток на Ra=10 и снижающие энергоемкость процесса деформирования до 30%. Технологические процессы и смазки внедрены при производстве лопаток ГТД на ОАО
«Кузнецов». Разработанные термомеханические режимы радиальной ковки тонкостенных трубных заготовок из дисперсионно-твердеющих сплавов на медной основе
типа БрБ2 используются для изготовления опор скольжения буровых долот на ОАО
«Волгабурмаш», которые в зависимости от типоразмера обеспечивают повышение
КИМ до 1,3-2 раза. Полуфабрикаты с повышенным ресурсом (до 30… 40% по сравнению с аналогами) из низколегированных дисперсионно-упрочняемых электропроводных бронз типа БрНБТ, изготовленные из литых слитков методом ГГДВ и радиальной
ковки, применяются для изготовления электродов контактной сварки более чем на 10
предприятиях - ООО «Верхневолжский СМЦ», ДЗЖБИ «Лепсе» и др.
Отдельные материалы научных исследований использованы в учебном процессе
на кафедре «Производство двигателей летательных аппаратов» ФГБОУ ВПО «Самарский государственный аэрокосмический университет имени академика С.П. Королева
(национальный исследовательский университет)»:
- при чтении лекций, проведении лабораторных и практических занятий, при
подготовке специалистов и бакалавров направления 151001.65 - «Технология машиностроения», а также в научно-исследовательской работе студентов;
- при подготовке магистерских диссертаций, исследовательских курсовых и дипломных проектов, выпускных квалификационных работ бакалавров.
Апробация работы. Результаты исследований доложены на международной научно-технической конференции «Металлофизика, механика материалов, наноструктуры и процессы деформирования «Металлдеформ-2009» (Самара, 2009 г.), международной научно-технической конференции «Проблемы и перспективы развития двига7
телестроения» (Самара, 2011 г.), VI Международной научно-технической конференции «Проблемы и перспективы развития авиации, наземного транспорта и энергетики
«АНТЭ-2011» (Казань, 2011г.), международном симпозиуме «Самолетостроение России. Проблемы и перспективы» (Самара, 2012), международном научно-технический
форуме, посвященном 100-летию ОАО"Кузнецов" и 70-летию СГАУ (Самара, 2012).
Публикации. По теме диссертации опубликованы 34 работы, в том числе 1 монография; 19 статей в изданиях, рекомендованных ВАК РФ; 14 статей в других изданиях.
Структура и объем диссертации. Диссертация состоит из введения, пяти разделов, заключения, списка использованных источников из 198 наименований, содержит
295 страниц, включает 98 рисунков и 70 таблиц.
Автор выражает глубокую благодарность коллективу совместного конструкторско-технологического бюро ВСШ (СНТК им. Н.Д. Кузнецова – ОАО «Моторостроитель» - СФ НИИД), а также докторам технических наук, профессорам В.А. Костышеву и В.Р. Каргину за оказанную помощь при выполнении работы, критические замечания, рекомендации и предложения.
ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ
Во введении обоснована актуальность исследуемой научно-технической проблемы, сформулированы цель работы, научная новизна, изложены положения, выносимые на защиту, методы исследования, практическая значимость и реализация работы, приводятся сведения об апробации работы, о публикациях, структуре и объеме
диссертационной работы, дано краткое содержание разделов диссертации.
В первом разделе приведен краткий обзор исследуемых технологий с высокой
интенсивностью пластической деформации, дано понятие интенсивной пластической
деформации. Рассмотрены базовые подходы к описанию деформированного состояния
с позиции математической теории пластичности, изложен современный подход к теории деформирования и существующие методы анализа процессов обработки металлов
давлением. Изложены основные используемые в настоящее время феноменологические модели, связывающие напряженное и деформированное состояние при высоких
скоростях деформаций. С точки зрения изменения поликристаллической структуры
описаны механизмы динамической рекристаллизации. Обоснована постановка задач
исследований. Приведены основные свойства    титановых сплавов и бронз в зависимости от термомеханических режимов (ТМР) деформирования и последующей термообработки.
Значительный вклад в развитие теории пластичности, методов анализа процессов
обработки металлов давлением изотропных и анизотропных материалов внесли Б.
Авицур, Ю.М. Арышенский, В.Д. Головлев, Ф.В. Гречников, С.И. Губкин, Г.Я. Гун,
Г.Д. Дель, А.М. Дмитриев, Д. Друкер, А.А. Ильюшин, Е.И. Исаченков, Л.М. Качанов,
В.Л. Колмогоров, Н.Н. Малинин, А.Г. Овчинников, Ю.Н. Работнов, Е.И. Семенов,
Л.Г.Степанский, А.Д. Томленов, Е.П. Унксов, Р. Хилл, С.П. Яковлев и др.
На основе проведенного обзора работ установлено, что формирование структуры
многих поликристаллических сред, в том числе металлов и сплавов при деформации,
обеспечивается ТМР деформирования и во многом определяется процессом динамической рекристаллизации. Её условием помимо высокой скорости деформации (>104 c-1)
являются значительные вытяжки (>4) и температуры (>0,4 температуры плавления),
что следует учитывать при расчетах технологических параметров процессов обработки
металлов давлением.
Несмотря на большое количество работ, посвященных теоретическим и экспериментальным исследованиям операций формообразования гетерогенных анизотропных сред методами математической теории пластичности, вопросы теории формиро8
вания структуры и анализа напряженно-деформированного состояния поликристаллических сред в условиях динамической рекристаллизации в настоящее время практически не разработаны.
Второй раздел посвящен выводу новой системы уравнений движения деформируемой среды с учетом её зернограничной структуры, в процессе которого был определен способ расчета теплового и напряженно-деформированного состояния исходя из
полевых уравнений и экспериментальных диаграмм динамической рекристаллизации.
Данные уравнения необходимы для анализа влияния напряженно-деформированного
состояния на динамику изменения структуры в рассматриваемых технологических
процессах.
Физическая модель деформируемого поликристаллического объекта представляет собой изотропную по фазовому составу среду в виде локальных конечных объемов
(зерен), разделенных границами. Процесс пластического формоизменения зёрен и их
границ моделируется как течение 2-компонентной гетерогенной среды с активным
взаимодействием 2-х структур - континуальной (внутри зерна) и дискретной (граница
зерна). В этой связи, уравнения движения среды должны учитывать термомеханическое взаимодействие структуры зерна и его границы в процессе деформирования. Последнее требование обуславливает применяемые в исследовании подходы при моделировании:
• Анализ функций состояния деформируемой среды, которые определяются с
помощью термодинамики необратимых процессов и связывают напряжения и скорости деформации.
• Переход от континуальной среды зерна к его дискретной границе с помощью
введения операций дискретизации.
• Установление функциональной связи между кинематическими параметрами
течения и параметрами микроструктуры.
Обозначим i, j, k – индексы узлов координатной сетки (i,j,k), охватывающей зерно в момент времени t  0 , m, n, p – индексы
узлов второй сетки (m,n,p), перемещаемой
вместе с границами зерна.
Для любой материальной точки, лежащей на границе зерна, применим принцип
аддитивности пластического течения, согласно которому скорость w массопереноса
поликристаллической структуры происходит как суперпозиция поля скорости
vl , l  i, j, k массопереноса локального объема внутри зерна
и
поля скорости
Рисунок 1 - Поле скоростей материальной
ws , s  m, n, p миграции границы зерна, кочастицы и положение узлов координатных сеторое вызывает изменение его формы и
ток (i,j,k) и (m,n,p) в момент времени t+t
размеров (рисунок 1).
ws  f  wl , wl  (1  f  )vl  f  wl ,
(1)
где коэффициент структурообразования f для каждой точки среды с координатами
xi определяет, какой удельный объем (i , j ,k ) в этой точке перемещается подобно континуальной составляющей, а какой (( m,n, p )  (i, j ,k ) ) мигрирует вместе с границами зерна. Если миграция (перемещение) границ зерна отсутствует, то f   0 (как в центре
зерна), соответственно, на границе зерна f  стремится к некоторому максимальному
значению f   f w . Для того чтобы сохранить локальную непрерывную топологию

9
среды как континуума, введем параметр дискретизации  w такой, что  w  1 - в точке
на границе зерен,  w  0 - в точках внутри зерен. В этом случае:
w
( m,n, p )

 xi  xi( m1,n, p )
  0; xi
  w
( m,n , p )
, xi  xi( m1,n , p )

  1; xi  xi
f   f w   w
w
i
(2)
Очевидно, что f  является статистической величиной. Принимая во внимание
принятые обозначения, условия динамического равновесия системы континуальная
среда - зернограничная структура запишутся в следующей форме:
 ijv, j   ijw, j  [(1  f  )vi  ( f   (0m,n, p ) )wi ],t  0,
 w
( m, n, p )
)wi ],t  Fi  0.
 ij , j  [( f   0
(3)
где  ijv и  ijw - соответственно компоненты тензоров напряжений, относящихся к континуальной и зернограничной составляющим деформируемой среды; (0m,n, p ) - изменение
локального объема, вызванного миграцией границы зерна; F - сила взаимодействия
между 2-мя составляющими деформируемой среды;  - плотность деформируемой
среды (принята инвариантной). Здесь и далее в нижнем индексе при переменных приi

 
нято обозначение оператора  , j 
 , так что, для компонентов тензора aij в прох j 

странстве D3 с учетом соглашения Эйнштейна для повторяющихся индексов обознача3
 aij 
 .
 х j 
ется: aij , j   
j
Неизвестную величину взаимодействия F в (3) определим, пользуясь методами
термодинамики необратимых процессов. Общая энтропия S в объеме ( m,n, p ) среды
распадается на энтропию Sl , изменяемую окружением через поверхность A( m,n, p ) , ограничивающую рассматриваемый объем, и необратимо возрастающую энтропию S i. По
неравенству Клаузиуса – Дьюхема:
(4)
Si  S  Sl  0 .
Неравенство (4), преобразованное к локальной форме на границе зерна, приводит к неравенству:
 q   cwl T 
,
(5)
Siлок  S лок   l
 0
i

T
 ,l
где q -удельный поток тепла, c - теплоемкость.
Дифференцируя второй член в (5), приходим к соотношению:
T
1
 [ql   cwl T ]T,l 2  0.
(6)
2
T
T
Множитель [ql ,l   cwl T,l ] в (6) представляет собой дифференциальное уравнеSiлок  S лок  [ql ,l   cwl T,l ]
ние теплопередачи, которое мы определим из первого закона термодинамики.
Опуская вывод уравнения баланса энергии, приведем первое начало термодинамики для локального объема, решая его относительно внутренней энергии U :
v v
w w

U  ( ij  ij (1  f  )   ij  ij f  )  Fi [ f  wi  (1  f  )vi ]  (qi ,i   cT,i wi )
 ( m,n , p )
 (0,mt ,n, p ) [wi ij  cT ]

 U
где {ij | ij  0 при i  j, ij  1 при i  j} - символ Кронекера.
(7)
Из (7) видно, что изменение внутренней энергии вызывается работой, производимой внешними силами (слагаемое в первых скобках), внутренним трением, вызванным перемещением границ зерен (второе слагаемое), а также теплом, проводимым и
10
передаваемым (последнее слагаемое). Второе уравнение в (7) связано с изменением
внутренней энергии U m,n, p , вызванным переносом тепла при миграции границ зерен, и
изменением массы (0,mt ,n, p ) , локализованной у границы зерна.
Из (6) и (7) следует:
U лок
1
1
 [ ijv ijv (1  f  )   ijw ijw f   Fi [ f  wi  (1  f  )vi ]]  [ql   cwl T ]T,l 2  0. (8)
T
T
T
лок
U
Второе слагаемое
в (8) определим через свободную энергию Гельмгольца:
T
F  U лок  S локT , которую представим в виде функционала F  ( ijv ,  ijw , T , f  ) , такого, что
Siлок  S лок 
существует линейная комбинация F  (1  f  ) F v ( ijv , T )  f  F w ( ijw , T ) . В этом случае изменение свободной энергии F будет равно:




F v
F v
F w
F w
v
v
v
w
w
F  (1  f  )  v
(




)




f
(




)

  w   S лок , (9)


ij
ij

ij
ij
v
v ij
w
w
w ij


 ( ij   ij )
 ( ij   ij )


1
где  ij   ij   ij - компоненты девиатора скорости деформации,    ij ij .
3
С учетом (9) неравенство (8) примет вид:


 v
F v
F v
v
v
v
(1  f  )   ijv 
(




)

(


)




ij
ij
ij
ij
 ( ijv   ij  v ) 
 v




 w
 w F w 
F w
w
w
лок
 f    ijw 
(




)





S T 

 ij
ij
ij
w
w 
w  ij


(




)






ij
ij

1
 Fi [ f  wi  (1  f  )vi ]i  [ql   cwl T ]T,l
 0.
T
(10)
Поскольку, как следует из (10), справедливы определяющие соотношения
F v
F v
F w
F w
w
 

 ij ,  ij 

 ij
( ijv   ij v )  v
( ijw   ij w )  w
v
ij
и неравенство [ql   cwl T ]T,l
1
0
T
влечет за собой выполнение закона теплопередачи
(11)
ql  T,l   cwl T ,
то зависимость (10) выполняется тождественно, если
PD  F [ f  wi  (1  f  )vi ]  0 ,
(12)
где PD - функция диссипации мощности, связанная с затратой энергии на структурообразование, вызванное относительным (по полю скоростей wi ) движением границ зерен.
Учитывая выполнение неравенства (12), можно записать разложение F в ряд:
i
i
N
Fi   bn [ f  wi  (1  f  )vi ]2 n1 , n  N , откуда, принимая во внимание первый член ряда при
n 1
n=1, имеем:
Fi  b [ f  wi  (1  f  )vi ],
(13)
где b – коэффициент, учитывающий сопротивление внутреннему трению, будет определен далее из обобщенного уравнения теплопередачи.
Свободная энергия F есть скалярная величина инварианта состояния скоростей
деформации и температуры. В общем случае: F  F ( I1v , I1v , I 2v , I1w , I1w , I 2w , T , t ) , в частном:
F  (1  f  ) F v ( I1v , I1v I 2v , T , t )  f  F w ( I1w , I1w , I 2w , I 2v , I1v , T , t ),
(14)
1
3
1
3
где инварианты: I1v   ijv ij   v , I1w   ijw ij   w , I 2v  ( ijv  ij v )( ijv  ij v ), I 2w  ( ijw   ij w )( ijw   ij w ).
11
Разложим F в ряд Тейлора в окрестности естественного состояния по отношению к кинетическим переменным и времени деформирования t, пренебрегая членами
выше второго порядка для кинетических переменных и членами выше первого порядка для времени t:
  2 F v (0, 0, 0, 0, T )
f   2 F w (0, 0, 0, 0, T )  v
F1  F (0, 0, 0, 0, T )  (1  f  )  

 I1 dt 
v

I1 t
(1  f  )
I1v t
t 

  2 F v (0, 0, 0, 0, T )
f   2 F w (0, 0, 0, 0, T )  v1/2
(1  f  )  

 ( I 2 )dt 

 ( I 2v1/2 )t
(1  f  )
 ( I 2v1/2 )t
t 

2 w
2 v
2 w

f
f
  F (0, 0, 0, 0, T )  w
 F (0, 0, 0, 0, T )
 F (0, 0, 0, 0, T )  v 2


 f  
I
dt



 ( I1 ) 

1
I1wt
2 
 ( I1v ) 2
(1  f  )
( I1v ) 2

t 

f  2 F w (0, 0, 0, 0, T ) w 2
 
( I1 )
2
( I1w ) 2
(15)
Определим
F  F (I , I , I ,T , t)   I 
w
w
0
w
1
w
1
w
2
v
2
w
2
( I 2w ) 2 ,
(16)
где  ,  w - коэффициенты свойств материала.
Первое слагаемое в (16) зависит от параметров течения среды в области, локализованной у границы зерен, второе слагаемое определяет степень влияния континуальной компоненты на зернограничную составляющую, а третье – характеризует вязкотекучесть приграничного слоя.
Определив значения частных производных от F в (15) в точке (0,0,0,0, T ) как характеристики свойств материала и произведя действия над (15) и (16) аналогичные
действиям (8) – (11), получим определяющие соотношения для деформируемой поликристаллической среды:
 ijv  2
v v
1
 ij  ( v  v  vтv T,t   v ) ij ,  v   ijv ij
v
2
3
w w
1
  ( w w  vтw T,t   w ) ij ,  w   ijw ij
w ij
2
3
w
w
w
w
  0    2ср ,
 ijw  2
v  v 
0
f
1 f
,
,
(17)
vтv  v  тv , vтw  w тw
где  ,  2w - интенсивности скоростей деформаций для континуальной и зернограничv
w
2 v
2 w  
ной компонент,  2v 
I 2 ,  2w 
I 2 ; v , w - модули сдвига для континуальной и
2 2
3
3
2 v
  F (0, 0, 0, 0, T )  w   2 F w (0, 0, 0, 0, T ) 
зернограничной компонент v 0  
 ,  0  
;
 2v t
 2wt




v
2
v 
 2 F v (0, 0, 0, 0, T ) w  2 F v (0, 0, 0, 0, T )
,  
- модули объемной деформации для соответст(I1v )2
(I1w )2
вующих компонент среды;  2wср - инвариант, соответствующий средней за процесс деформирования интенсивности скорости деформации;  тv ,  тw - коэффициенты теплового
расширения и тепловой миграции границ зерна.
Для определения коэффициентов vтv , vтw из (17), характеризующих теплофизические
свойства компонентов деформируемой среды, введем функцию Гиббса G, выражен12
ную через работу деформирования:
G  F  (1  f  ) ijv ijv  f  ijw ijw .
(18)
Определим G в терминах напряжений, для чего подставим определяющие соотношения (17) в (18), откуда получаем:
T
T
c
3
3
G  G( ,  )  (1  f  ) v ( тv T ) 2  f  w ( тw T ) 2   dT   dT .
(19)
2
2
T
T0
T0
Выразим изобарную теплоемкость C через энергию Гиббса G:
v
ij
w
ij
  2G 
 S 
C  T 


T
.
 2

 T  ijv , ijw
 T  ijv , ijw
(20)
Произведя дифференцирование (20) с учетом значения для G в форме (19), получаем различия в специфическом тепле при постоянном давлении C и объеме C :
Cv  Cv  3v ( тv )2 T , Cw  Cw  3w ( тw ) 2 T
(21)
C  C  (1  f  )(Cv  Cv )  f  (Cw  Cw )
Откуда имеем:
vmv 
Cv  Cv
Cw  Cw
w
,
v

m
3 тv T
3 тwT
(22)
Из зависимости для материальной производной внутренней энергии u следует
TS  3[(1  f  )vтv  v  f  vтw w )]T  cT  F [ f  wi  (1  f  )vi ]  qi ,i  cT,i wi , что совместно с (22)
и законом теплопередачи (11) приводит к выводу обобщенного уравнения для передачи тепла в поликристаллической среде:
лок
 T  F [ f  wi  (1  f  )vi ]  c T  f 
2
i
cw  cw
 тw
  (1  f  )
w
cv  cv
 тv
v
(23)
Для коэффициента b из закона движения поликристаллической среды в форме
(13) можно получить оценку, если рассмотреть (23) в стационарных условиях изотермической выдержки на границе зерна:
b  (1)
n
(cw  cw )T,t
( f w  wi )2
,
(24)
где n определяет среднестатистическое направление изменения размера зерна при
динамической рекристаллизации ( n  0 - зерно возрастает, n  1 - убывает n ).
Принимая во внимание (24) и учитывая тот факт, что основной объем деформируемой сплошной среды приходится на континуальную составляющую, а коэффициент структурообразования f  носит дискретный характер, уравнение теплопередачи
равносильно системе:
 2
cv  cv v
  внутри зерна.
 T  c T 
 тv


w
w
2
w
(1) n ( f  wi  (1  f  )vi )  T   - в локальной области у границы зерна.
ii
,t

( f w  wi ) 2
 тw

(25)
Коэффициент тепловой миграции границы зерна  тw найдем, используя феноменологический подход и предполагая, что размер зерна пропорционален функции, описывающей диффузию:
a1

 Q  1 1  
 (T )  Tн exp       ,
 R  Tн T   

w
т
(26)
где Q - энергия активации самодиффузии, R - универсальная газовая постоянная, T ,
a1 - постоянные коэффициенты.
н
13
Представив
последнее
уравнение
в
(25)
в
дифференциальной
форме
2
 1 f w 
w
d  iiw  (1)n  тw 1  w   dT , fii  i и заменив дифференциалы на конечные приращения,

f  fii 
vi

после преобразований получаем систему уравнений, описывающих процесс динамической рекристаллизации при изменении размера зерна в направлении оси i от d 0 до d i .
2
 1  f w 
2
di  d 0
n
w
v a
 (1) a0   m  (Т  Т  )  ki ; ki  1  a2 ( 2 )   1  w  , f ii  f 0 k i ,

d0
f  fii 

при di  d ср
  
f 0  f ср , k i  1, f ср  ( f ср ) 0 

 ( ) 
где неизвестные коэффициенты
v
2
v
2 0
 a

Q 1
1
,  mw  T 273 exp  


 R  273 T
 
   ,
  
и a0  ( fср )0 (1  f  ) , a2 
w
a1 , a
a1
(27)
1  f w
f w ( f ср )0 k i
( 2v ) a
находятся экспериментальным путем по диаграммам динамической рекристаллизации;
Т , Т  - текущая температура и некоторая реперная температура, определяемая
экспериментально.
Визуализации математических моделей динамической рекристаллизации по (27)
представлены на рисунке 2. Модели получены при априори принятых значениях
коэффициентов n=1, a0 = 0,001. Рассчитанные коэффициенты и соответствующие им
статистики приведены в таблице 1.
а
б
Рисунок 2 - Поверхность динамической рекристаллизации (визуализация математической модели) и
экспериментально полученные точки: а - для горячей прокатки стали ЭИ437; б - для горячей осадки
титанового сплава ВТ9
Таблица 1 - Расчетные коэффициенты математической модели динамической рекристаллизации
Обозначение
Значение
Стандартное
Коэффициент
коэффициента
коэффициента
отклонение
Стьюдента (t)
Q
=30, 67 103 К, начальный разСплав ЭИ437. a3  1 , T  1, 2 105 ,
R
мер зерна - d 0 =16 мкм. Степень достоверности модели – 78%
0,156
0,00459
33,891
a1
2,571
0,2913
8,824
a2
1073,09
88,4839
9,042
Т
Q
Титановый сплав ВТ9. a3  1 , T   0,9 105 ,
=38,7 103 К, начальR
ный размер зерна - d 0 =20 мкм. Степень достоверности модели – 90%
a1
0,141
0,00097
145,541
a2
0,565
0,09272
6,095
Т
1191,465
16,4696
55,767
14
В итоге мы имеем 32 параметра, характеризующие состояние деформируемой
поликристаллической среды в локальной области:

3 компонента скорости перемещения среды vi ;

3 компонента скорости миграции границ зерен wi ;

6 компонент тензора деформации сплошной среды  ijv

6 компонент тензора напряжений  ijw в области, локализованной у границы
зерна;

параметр структурообразования f  ;

приращение температуры T в процессе деформирования;

коэффициенты v , w , входящие в модули сдвига для основного материала и материала локализованного у границы зерна;

коэффициенты  , w , характеризующие реологические свойства материала
локализованного у границы зерна;

v , w - модули объемной деформации основного материала и материала
локализованного у границы зерна;
c , c p ,  тv ,  тw , kTv - соответственно удельные изохорные и изобарные теплоем
кости, коэффициенты теплового расширения, коэффициент преобразования энергии
пластической деформации в тепловую;

закон изменения плотности    ( xl , t ) .
Указанным 32 параметрам соответствуют 32 уравнения движения деформируемой поликристаллической среды, которые их связывают в единую модель:

2 уравнения непрерывности:
,t   vl ,l  [  f  ( wl  vl )],l , (для несжимаемой среды vl ,l  0 ),
0
0
1
3
(0m,n, p )  f  (3 w   kkw ) kkw ,  w   ijw ij ;

6 уравнений движения (равновесия) в форме (3) с входящим в них законом
движения (13) и (24);

14 физических соотношений связи между напряжениями и скоростями деформаций в форме (17);

2 соотношения связи между изобарной и изохорной теплоемкостями (21)
v
с учетом C  Cw  C , Cv  Cw  C и одна зависимость (26) для коэффициента тепловой миграции границы зерна  тw ;

уравнение теплопередачи в виде (23) или (25);

известные справочные или экспериментально полученные значения констант и коэффициентов v , w  v , c , c p , T ,    ( x , t ) ;

уравнение преобразования энергии пластической деформации в тепловую
v v
T,t  kT  2 .
Для определения коэффициентов связи между кинематическими параметрами
движения поликристаллической среды и её микроструктурой установим функциональные зависимости между полевыми параметрами, описывающими миграцию границ зерна, и геометрическими параметрами микроструктуры, которые можно получить средствами оптической металлографии. Зададим 12 коэффициентов связи вида
0
0
0
0
v
v
wi
- 3 коэффициента, fii  fii ,i i  fii , fij  fii , j i  fii - 9 коэффициенvi ,i
vi , j
vi
w
v
w
v
 fii ( i ,i  i ,i ), fii , j  fii ( i , j  i , j ) , тогда:
wi vi
wi
vi
wi  (vi ) : fii 
тов, где fii ,i
l
15
1
 iiw  fii iiv ,  ijw  ( fijvi , j  f jiv j ,i )
2
Введем
wi ,i
wi

vi ,i
vi

i
vi
,
некоторые
wi , j
wi

vi , j

vi
 ij
vi
(28)
 i , ij ,
функции
такие,
что
выполняется,
, тогда при условии fij  f ji справедливы зависимости:



 iiw  fii ( iiv  i ),  ijw  fii 1 
 f jj   ji  
v
  ij ,  ij  vi , j  1 
  1
vi , j 
 fii  v j ,i  
 ij 
(29)
Величину  ij можно найти из условия минимума мощности пластического деформирования. Если, например, положить  ij  0 , что равнозначно  ji  0 , то получаем:
 ijw  fii ijv ,  wji  f jj vji
(30)
Физический смысл величины  i иллюстрирует рисунок 3, где f  i - скачок скорости
деформации  iiw вследствие деления зерна при
достижении критического значения ( iiw )кр .
 iiw  f0 k i iiv - аппроксимирующая (сглаживающая) кривая, где k i - коэффициент чувствительности зернограничной структуры к интенсивности деформации. Определим коэфРисунок 3 - Зависимость  iiw от  iiv с учетом фициенты k таким образом, чтобы их можно
i
рекристаллизации: сплошная линия – дейст- было найти по изменению размеров зерна в
вительная кривая рекристаллизации; штритрех проекциях.
ховая – аппроксимирующая зависимость
ii
Пусть k i  (1  sgn( iiv )(k ijj 
мации имеем:
kllml
0

  kiij
 kiik

kllml 
 llv
v
 mm
 ll
k ijj
0
k jjj
 vjj
 kkv
v
i
k

(1

sgn(

)(
k

)) , тогда для 3-мерной дефор)),
i
ii
kk
 iiv
 iiv
kkki 

kkkj  - матрица коэффициентов,
0 
m p
 k pp
 ll 
 vpp
v
 mm
 pp
(31)
- уравнения связи коэффициентов.
Из условия постоянства объема зерна с размерами по осям di , d j , dk : dср3  di d j dk и
уравнения динамической рекристаллизации в форме (27) следует зависимость:
3
2
2


 1  f w  
 1  f w  
1  T 1 
    1  T 1  w   ,
w


f
f
f  fll  

ср


  l i , j ,k 


w
w
где T  ( fср )0  (1  f  )  m  (Т  Т )
(32)
Всего имеем 7 неизвестных величин (6 коэффициентов kllml и 1 коэффициент f 0 ).
Их связывают 4 зависимости: 3 уравнения (31) и уравнение связи размеров (32). Следовательно, для определения неизвестных коэффициентов нам потребуются 3 ортогональные плоскости среза микроструктуры, проходящие через орты i,j,k.
Для плоского деформированного состояния:
 iiw  f0 k i iiv  f0 1  sgn( ijv )kv   iiv , k ijj  kiij  0,5k ,
(33)
v
v
В соответствии с (29),  ( xi )  sgn( ii )k ii . В результате установлены линейные
функциональные зависимости, которые связывают скорости деформации  iiw зерно16
граничной и  iiv континуальной компонент поликристаллической деформируемой среды через коэффициенты kllml , определяемые по параметрам микроструктуры.
Рассмотрим 3 коэффициента f ii , полученные из уравнения динамической рекристаллизации, описывающие связь между  ijw , wi , fii (соотношения (29)-(33)) и определяющие соотношения (17). В итоге после подстановки этих зависимостей в (3) получаем 6 уравнений движения деформируемой поликристаллической среды в форме (34):
v 2vi   ,vi  v  тv T,ti  F   (1  f  )vi ,t  0,
i
w2 ( fii vi ) 
где fii ,i  fii
 i ( xi )
vi

w

3
(( fii ,i vi  fii vi ,i ) ij ),i   ,wi  w тwT,ti  Fi   ( f   0( m,n, p ) ) f ii vi ,t  0 , (34)
,  ,vi   ,wi   ,i .
Таким образом, 6 уравнений (34) связывают 3 неизвестные компоненты скорости
течения среды vi , 3 неизвестных величины градиента гидростатического давления  ,i ,
3 компонента внутреннего усилия структурообразования F  bi [ f  fii  (1  f  )]vi ,
i
bi  (1)
n (c  c ) T,t
( f   fii vi )2
и, если для больших скоростей деформаций пренебречь теплопере-
дачей из локального объема, закон преобразования энергии пластической деформации в тепловую энергию T,t  kTv 2v .
Третий раздел посвящен экспериментальным и теоретическим исследованиям,
связанным с разработкой и апробацией технологии формирования микроструктуры
   титановых сплавов, обеспечивающих повышение эксплуатационных свойств
отштампованных изделий, полученных высокоскоростным объемным деформированием в области температуры полиморфных превращений Т п .
В технологически осуществимом диапазоне значений степени деформации  и
скорости деформации  определялись значения температуры деформирования Т, при
которых удаётся получить минимальное зерно без потери пластичности. Целевая функция исследований – минимальный размер рекристаллизованного зерна f ( x)  f (T , , j ),
которая отображает область допустимых значений X на область эксперимента Y при
высокоскоростной осадке цилиндрических образцов из ВТ9 с предварительным нагревом исходных заготовок ниже температуры полиморфных превращений Т п :
f (T ,  ,  j ) : Х ( x |  (T ,  )   кр , T  Tдоп )  Y ,
(35)
T T ( , )
где T  T ( , ) - искомая функция, удовлетворяющая критерию поиска.
f (T ,  ,  j )  min , Y  {x | 0  T  Tп 0C, 0    100%, . 5 102 c1    3 103 c1} (36)
{T , , j }X
Решение этой задачи по поиску оптимальной температуры деформирования
Tопт  f ( ,  ) было получено при анализе на экстремум экспериментально полученных и
аналитически оцифрованных диаграмм динамической рекристаллизации. Решение
представлено в форме зависимостей (37) и графически - на рисунке 4.
Tопт  2, 071 доп  790, 4,

     kн осадка 


 доп

 kн


Т доп  8, 621  22, 21 доп  0, 241 при  доп  85%,
Т  9500 C при   85%,
доп
 доп
0
800 C  (Tопт , Tдоп )  Т п 0C.
17
(37)
где коэффициент неравномерности деформации kн   max  - есть отношение максимальной локальной степени деформации  max к общей степени  . Для высокоскоростной осадки
kн   kн осадка экспериментально определен:
kн   kн осадка  3, 233  0, 254 103  2  0,59 104  Tдоп
Таким образом, при высоких степенях
деформации (70% и более) оптимальной температурой деформирования с точки зрения
получения мелкозернистой структуры можно
считать температуру в диапазоне 900º-950ºС
для штамповки в    области со скоростью
деформаций не выше 5102 с-1.
Рисунок 4 - Зависимость оптимальной темпеВ обозначенном температурном диапа- ратуры деформирования сплава ВТ9 от степезоне было произведено аналитическое моде- ни и скорости деформации. Кривые ограничетемпературы деформировалирование микроструктуры, полученной при ния минимальной
2 -1


ния:
1=510
с
; 2 –  =1,33103 с-1; 3 – 
высокоскоростной штамповке компрессор3 -1
3 ных лопаток из    титанового сплава ВТ9. = 2,1710 с ; 4 –  =310 с
Моделирование проводилось в 2 этапа. Целью моделирования является определение изменения отношения размеров зерна в продольном и поперечном направлении
d  di d j (относительное удлинение зерна) в динамике в зависимости от степени деформации по известному уравнению динамической рекристаллизации и одному значению d , найденному при анализе микроструктуры на этапе 1.
Этап 1. Средствами электронной микроскопии исследуется изменение геометрии
(максимального из размеров) первичной -фазы в зерне отштампованной заготовки
лопатки в 2-х областях (рисунок 5).
Этап 2. Исходными данными для расчетов
являются значения постоянных и коэффициентов уравнения динамической рекристаллизации
(таблица 1), технологические параметры (таблица 2) и начальные значения относительного
удлинения зерна и коэффициента чувствительности к виду деформированного состояния
, ,(kve )0  kначальное . Значение dначальное
d0  dначальное
0  d начальное
принимают равным dначальное  (1, 2...1,5)dизмеренное по
а
данным исследования микроструктуры.
Используя уравнение динамической рекристаллизации, последовательно рассчитывают
размеры деформированной -фазы. Каждое последующее значение степени деформации (деформации или скорости деформации) при котором производятся расчеты, получается из предыдущего изменением на величину не более 10б
15%. В качестве начальных приближений Рисунок 5 - Фрагменты микроструктуры
d0 ,(kve )0 берутся значения d ,(kve ) предыдущего пера лопатки 9 ступени из ВТ9 в прикомэтапа. Алгоритм моделирования приведен на левой области на продольных (а) и поперечных (б) темплетах
рисунке 6, а результаты расчетов – в таблице 3.
18
Q
, a0 , a1 , a2 , Т , a ,  2v
R
T  ,
T0 ,  2v
b=1  0,5a2 a0 ( 2v )a
f w  b  b2  1
  2v 
a0
( f ср )0 
,
f

(
f
)
ср
ср 0 
v 
1  f w
  2 
 a
, k
1  f w
f w
a1

Q 1
1  
    ,

 R  273 T0   
 w  T 273 exp 

T   w  ( f ср )0  (1  f w )  (Т 0  Т  )
k
1  f w
f w
dm 
( f jj ) m 
, d ср

k 
 1  T 1 


f ср 


m  1,(d расч )0  d0  dначальное
1
 dm1  (d расч )m1 
2
k
 1
1 
 T

2
1/2
,
(fii ) m 

dср  
1 
1/2 
 
 (d )m  hmhjmk
k
1/2
 1

1   1  d ср (d ) m1/2  

 T

(kve )0  kначальное
2

k 
1  T 1 

( f jj ) m
( f ii ) m 

(d расч ) m 
, (f 0 ) m 
,
2
1

(kve ) m 1

k 
1  T 1 


( f jj ) m 

(d расч ) m  d m 1
(d расч ) m
( kve ) m 
( f ii ) m
1
(f 0 ) m
m  m 1

m  m 1
2

k 
fii  ( fii )m , f jj  ( f jj ) m , ki  1   ,
fii 


k 
k j  1 


f jj 

2
di  (d )0  1  T  ki 
d j  (d )0  1  T  k j 
Рисунок 6 - Алгоритм расчета размеров динамически рекристаллизуемого зерна
19
Таблица 2 – Исходные данные для расчета динамической рекристаллизации
Параметр
Оцениваемый
Технологические параметры деформирования
микроструктуры
параметр
Начальное
приближеКоэффициент
Начальный
Ковочная

Размер
-фазы
ние относительного
вытяжки в
коэффициент температура
в
исходном
удлинения  -фазы
замковой
вытяжки e
T0, К
зерне, мкм
зерна d  di d j
части 
2,00*
1,1**
1223
4,2
3***
* Если   max , то   max , где max - максимальная вытяжка, при которой определено
уравнение динамической рекристаллизации.
** здесь соответствует критической деформации, при которой проявляется динамическая
рекристаллизация.
*** по результатам анализа микроструктуры d  (1,1....2)  dизмерения .
Таблица 3 – Расчетные размеры зерна после деформации
Размер зерна до
Размер зерна после деформации
деформации
средний размер
продольное направНачальный размер
поперечное назерна d 0 , мкм
правление d i , мкм
ление d j , мкм
dср  di d j , мкм
4,064
4,2
-1,8
2,010
Относительная погрешность, %
2,7
2,858
0,4
Экспериментальное обоснование оптимальных параметров штамповки лопаток
ГТД высокоскоростным объемным деформированием с индукционным (ТВЧ) нагревом исходных заготовок выше точки полиморфных превращений проводилось с целью получения структуры лопаток с повышенной длительной прочностью без снижения кратковременных механических характеристик. Поставленная цель достигалась
путем решения следующих задач:
- определение допустимых параметров (температуры Tдеф и времени выдержки
t) ТВЧ-нагрева под деформирование по критерию полноты и гомогенности полиморфного превращения с ограничением по росту зерна;
- определение оптимальных режимов 2-ступенчатого последеформационного
отжига по критерию максимизации предела длительной прочности с ограничениями
по предельным отклонениям для остальных механических свойств.
Результаты исследования влияния способа и температуры нагрева исходных заготовок на динамику роста зерна отражены на рисунке 7 и в таблице 4.
б
а
Рисунок 7 - Зависимость величины зерна d от температуры T ТВЧ-нагрева исходной заготовки из
ВТ9 Ø25х72 мм за время t  63c , а – торец заготовки, б - среднее сечение заготовки
20
Таблица 4 - Показатель динамики роста зерна
Показатель динамики роста зерна  w  d , мкм
Температурный интервал, C 0
970 ….1000
1000….1020
1020….1060
 w ,середина образца
0,05
0,04
0,03
T t град  с
 w ,торец заготовки
0,01
0,18
0,048
Температура ТВЧ-нагрева, при которой происходит выравнивание размера зерна
по сечению заготовки и наблюдается сближение динамики роста зерна, превышает
значение T  1020C , что оптимально с точки зрения гомогенности микроструктуры
по сечению заготовки. При температуре выше Т=10400С наблюдается повышенный
рост зерна.
Методами оптической металлографии и рентгеноструктурного анализа произведены исследования влияния температуры, скорости нагрева и времени выдержки на
структуру исходных заготовок из ВТ9 и их фазовый состав (рисунки 8 и 9).
б
а
в
г
Рисунок 8 - Микроструктура заготовок лопаток Ø30х55 мм, нагретых ТВЧ до различных температур,
время нагрева t=63 c: а - T=9700С; б - T=10400С; в - Т=11000С; г - Т=12200С
а)
б)
Рисунок 9 - Фазовый состав при ТВЧ-нагреве заготовки из ВТ9: а - распределение процентного содержания β-фазы по сечению исходной заготовки в зависимости от температуры нагрева, время ТВЧ
нагрева t=63с; б - зависимость процентного содержания β-фазы от времени выдержки при Т=10400С.
Установлено, что область минимума по содержанию  -фазы определяет температурный интервал 10400-10800С полноты полиморфного превращения при ТВЧнагреве.
Для определения ограничений по температурному интервалу ТВЧ-нагрева заготовок из ВТ9 под высокоскоростную штамповку в области температур полиморфного
превращения по критерию допустимых значений механических свойств были проведены исследования влияния температуры нагрева под штамповку и степени деформации при штамповке на механические свойства материала штампованных заготовок лопаток, прошедших термическую обработку. Результаты исследований приведены на
рисунках 10 и 11.
21
9700С
10300С
11000С
Рисунок 10 - Микроструктура пера лопатки (1-й отжиг – нагрев 9500С, выдержка 1 ч, охлаждение на
воздухе, 2-й отжиг – нагрев 530 0С, выдержка 6 ч, охлаждение на воздухе)
σb = 1700,2148-0,8858*x+0,0003*x^2
Предел прочности σb , МПа
1180
1170
1160
1150
1140
1130
1120
940
960
980
1000
1020
1040
1060
1080
1100
1120
1140
1160
1180
1200
1220
1240
1110
Т емпература нагрева
заготовок,0С
Рисунок 11 - Зависимость механических свойств материала заготовок лопаток
от температуры нагрева исходных заготовок
Проведенные исследования позволили сформулировать задачу поиска рациональных термомеханических режимов деформирования и последеформационной термообработки при штамповке в  – области.
Обозначим x  {Tдеф , (T1 , t1 ), (T2 , t2 )} - область допустимых значений технологических
вариантов, каждый из которых состоит из сочетаний температуры нагрева под штамповку Tдеф , температуры и времени выдержки последеформационных отжигов, определенных соответственно величинами температуры T1 , T2 и времени t1 , t2 , заданных на
множестве Y ,
X  x |  b  1130МПа,   35%, Kcv  430КДж / м2 , Tдеф  T

  Y,
где Y  {x | 950 C  Tдеф  1200 C, 530 C  T1, T2  950 C} - область эксперимента;
ратура полиморфного превращения.
Целевая функция  1 ( x) - предел выносливости:
0
 1 ( x) : Х
0

0
0
T

- темпе-
Y,
{T
, (T , t ), (T , t )}
деф 1 1
2 2 opt
где
{T
, (T , t ), (T , t )}
деф 1 1 2 2 opt
 1 ( x) 
- искомая функция, удовлетворяющая критерию поиска
max
{Tдеф ,(T1 ,t1 ),(T2 ,t2 )}opt X
Как показал корреляционный анализ исследованных механических свойств, с
целью сокращения числа экспериментов оптимизационную задачу по поиску
 1 ( x)  max можно провести в два этапа:
1) определение оптимальной температуры нагрева под штамповкуTдеф;
2) определение оптимальных режимов последеформационных отжигов
(T1 , tt ), (T2 , t2 )
22
 KcT  max ;
{Tдеф }opt X1

 X  {T  var, (T , t )  fix, (T , t )  fix |   1130 МПа,
деф
1 t
2 2
b
 1
2

  35%, KCV  430 КДж / м , HB  310};



  1 ( x)  {T ,(T ,tmax

1 1 ),(T2 ,t2 )}opt X 
деф

  {(T ,t ),(max
1 1 T2 ,t2 )}opt X 2

 X 2  {Tдеф  {Tдеф }opt , (T1 , tt )  var, (T2 , t2 )  var |  b  1130 МПа,

   35%, KCV  430 КДж / м 2 , KCT  100 КДж / м 2 , HB  310}













(39)
Решение системы зависимостей (39) позволило определить сочетание оптимальных режимов термомеханической обработки. Нагрев исходных заготовок ТВЧ
выше точки полиморфных превращений до температуры 1030 0С (t=63c), высокоскоростное деформирование, высокотемпературный отжиг при температуре 9500С с выдержкой 1 час, последующий низкотемпературный отжиг с нагревом до температуры
5300С и выдержкой 6 часов.
Найденное оптимальное сочетание режимов {Tдеф , (T1, t1), (T2 , t2 )}opt
проверялось экспериментально путем проведения контрольных испытаний на предел выносливости (рисунок 12).
Экспериментальная апробация
режимов показала, что предел выносливости материала лопаток, отштампованных с нагревом выше точки полиморфных превращений, при базовом числе циклов N  10 106 на 25%
больше, а при N  20 106 на 40% больше предела выносливости лопаток,
отштампованных по стандартной технологии с применением ВТМО.
- Усталостная прочность материала лопаток: Т950 – отштампованных по стандартной технологии с применением ВТМО, Т1030 – отштампованных с нагревом выше точки полиморфных превращений
Рисунок 12
В четвертом разделе изложены результаты исследования по изучению влияния
состава активных технологических смазок на структурообразование поверхностного
слоя в области контакта инструмент-заготовка, определяющего качество поверхности
и коэффициент трения при высокоскоростной штамповке изделий из жаропрочных и
титановых сплавов.
В процессе выполнения исследований решались следующие задачи:
- анализ физико-химических факторов, способствующих повышению пластичности на поверхности контакта деформируемого материала;
- выбор критериев эффективности СОЖ и экспериментальное сопоставление
эффективности смазок в зависимости от их состава;
- статистический анализ полученных экспериментальных данных и оптимизация
количественного соотношения компонентов СОЖ методами регрессионного анализа;
- оценка эффективности рекомендуемых технологических смазок в производственных условиях.
Установлено, что в качестве основы СОЖ целесообразно использовать водный
гель полиакриламида, эффективно снижающего температуру штампа в условиях циклического деформирования. Максимальный эффект смазывания можно достичь внедрением в основной состав антифрикционных наполнителей - триполифосфата натрия,
23
синтанола, в качестве микролегирующих компонентов для титановых сплавов - нитрата -эвтектойдного стабилизатора титана (нитрата висмута, оксикарбоновой кислоты и
др.), для жаропрочных сплавов - нитрата бора, нитрата меди, серебра, свинца.
Количественное соотношение компонентов смазок определялось экспериментальным путем при штамповке заготовок лопаток и моделей дисков с радиально расположенными по периферийному сечению уплощенными полотнами (имитация дисков с лопатками цельной конструкции). Сравнивалась эффективность вариантов смазок по следующим критериям:
критерий эффективности СОЖ, равный отношению удельной работы деформирования пера заготовки лопатки при штамповке с базовой СОЖ (суспензия графита) к одноименному параметру исследуемой СОЖ;
удаляемость остатков смазки со штампа и деталей;
шероховатость и наличие дефектов поверхности деталей.
С целью определения оптимальных составов СОЖ был проведен статистический
анализ экспериментальных данных по следующей методике:
с помощью коэффициентов корреляций определялись наиболее значимые
компоненты СОЖ, влияющие на эффективность смазки;
методом регрессионного анализа строилась математическая модель зависимости эффективности СОЖ от количественного состава ее наиболее значимых компонентов;
путем поиска экстремума полученной математической модели находился
оптимальный количественный состав СОЖ.
На рисунке 13 представлен пример поверхности отклика нелинейных статистических моделей эффективности СОЖ.
б
а
Рисунок 13 - Поверхность отклика статистической модели по критерию эффективности смазки (а) и
зависимость шероховатости поверхности от критерия эффективности для ЭП517Ш (б)
В рассматриваемом разделе также исследовалось влияние смазки на
шероховатость поверхности пера лопаток и их антифрикционную эффективность.
Влияние смазок на контактное трение при формообразовании
определялось
теоретико-экспериментальным методом в специальном штампе, имеющем разные
углы схождения формообразующих каналов. В результате исследований методом
теории подобия были определены коэффициенты трения для различных СОЖ.
Эффективность разработанных составов смазок определялась сравнением
критериев эффективности при штамповке производственных партий заготовок
лопаток 6 ступени компрессора изделия “МВ” (материал ЭИ961Ш) и 7 ступени
изделия “Е” (ВТ9). Штамповка проводилась с применением разработанной и серийной
СОЖ. Сравнение показало, что применение разработанных смазок обеспечивает:
снижение энергоемкости более чем на 20%;
снижение шероховатости поверхности на величину более 10 единиц Ra;
24
повышение стойкости штамповой оснастки и точности геометрических
размеров деталей.
Пятый раздел посвящен исследованиям и разработке ТМР деформирования,
связанных со структурой и свойствами дисперсионно-твердеющих сплавов на основе
меди с низкой и средней степенью легирования Be, Ni, Co в технологических процессах горячей штамповки трубных заготовок на оборудовании с различным характером
приложения деформирующего усилия.
Рассматривались процессы горячего деформирования трубных заготовок из
БрБ2 методом изотермической штамповки (ИЗШ) на гидравлическом прессе, горячего
гидродинамического выдавливания в графитовой рубашке (ГГДВ) на кривошипном
прессе, радиальной ковке (РК) на радиально-обжимной машине (РОМ).
Сравнительные результаты апробации приведены в таблице 5. Различные условия деформирования и геометрии очага пластической деформации (ОПД), характерные для исследуемых технологических процессов, приводят к разнице в задействованных механизмах пластического деформирования (образцы микроструктуры – рисунок 14), что оказывает существенное влияние на стабильность механических свойств
изделий из БрБ2 (таблица 5).
глубина ОПД
ИЗШ, стаканчик
60х46х
117 мм
РК, трубная
заготовка
60х46х
2700 мм
ГГДВ, трубная заготовка
60х46х
112 мм
РК, трубная
заготовка
60х46х
2700 мм
Прессование с
обратным
истечением
D
  н =8,57
hдна
Ковка на
оправке***
dd
  1 2 =0,96
lk
Прямое
выдавливание

0  2 f тр  1
0  f тр
f тр 
Dн 
КИМ, %
kl 
83** <1%
L
Dн
+0,5/±0,5 (<1)
kl = 1,95
1,43
0,005
1
6
1,22
0,192
6
2
75
<1%
+0,5/-0,5 (<0,3)
kl = 45
3,66
3,57
2
0,03
3
70
<3%
±0,4/±0,5 (<1)
kl = 1,87
1,22
0,192
6
2
75
<1%
+0,5/-0,5 (<0,3)
kl = 45
d вн
D
; 0  k
Dн
Dн
  1,29***
Ковка на
оправке***
dd
  1 2 =0,96
lk
% брака,
оценочно
вн
Время деформирования*, мин
2


Макс. скорость
течения в осевом
направлении м/c
Количество
переходов
Таблица 5 - Сравнительные характеристики изготовления трубной заготовки (стаканчика)
60х46хL мм (DнхdвнхL) из БрБ2 различными методами пластического деформирования
Точность геометрии
Схема деформи- Макс. стедопуск
Dн
Технологи- рования, услов- пень дефордопуск d вн ,
ные размеры
ческий промации
ОПД
цесс, изделие
(кривизна на 100 мм)
1
1
ширина ОПД    d
DнхdвнхL
Коэфф. длины


1
Примечания: * - на 1 переход; ** - без учета КИЗ на исходный прессованный пруток 60 мм (КИМпрутка =
0,85%); *** -в конической части деформирующего инструмента
25
а
б
в
Рисунок 14 - Микроструктура трубных заготовок 60х47 мм из БрБ2, изготовленных различными
способами: а - стаканчик – ИЗШ (после деформирования); б) трубная заготовка – ГГДВ (после деформирования; в) трубная заготовка – РК (после ТО)
Установлено, что механизмы внутрезеренного и межзеренного скольжения, вызванные локальным приложением деформирующего усилия (процесс РК), обеспечивают более стабильную структуру конечного изделия, минимальную склонность к поводкам при внесении в процессе механической обработки дополнительной поверхностной энергии, по сравнению с деформационным механизмом двойникования (процесс ИЗШ) и процессом ГГДВ, для которого характерна существенная неравномерность скоростей деформации.
Для технологического процесса формообразования трубных заготовок, обеспечивающего наиболее стабильные свойства структуры - РК на оправке – производились экспериментальные исследования предельной степени деформации. Технологические параметры РК трубной заготовки с допустимыми степенями деформации представлены в таблице 6.
Таблица 6 - Параметры РК трубной заготовки 60х46 мм из БрБ2 за 6 переходов (перед «холодными» переходами выполняется гомогенизирующая закалка на  -твердый раствор)
Наружный
диаметр,
d1 ,мм
Внутр.
диаметр,
dвн, мм
«горячий»
125  95
125
62
«горячий»
95  76
95
«холодный»
76  71
Переход
Уков
Зазор
оправки, (вытяжка),
Обжатие,
l 
lц
Относ.
давление,
lk
pк
Относ.
давление, pц

d
0  1
d2
4
2,100
1,316
1,203
0,206
0,530
58
4
2,000
1,250
1,520
0,198
0,553
76
54
2
1,250
1,070
5,071
0,163
0,435
«холодный»
71  67
71
52
2
1,200
1,060
6,091
0,165
0,434
«холодный»
67  63
67
50
2
1,200
1,063
5,727
0,165
0,448
«холодный»
63  60
63
48
2
1,160
1,050
7,500
0,169
0,439
Конечные
размеры
60
d1  d2
46
Примечание: Дефектов в процессе ковки не обнаружено.
Pк , Pц - деформирующие усилия в конической и цилиндрической
2 Pk l
2 Pц
частях обжимных бойков, pk 
pц 
 m  0  1 lц d 2
 m (0  1)lц d 2
,
В результате: апробированы прогрессивные технологические процессы горячего
формообразования трубных заготовок из труднодеформируемых деформационноупрочняемых материалов на медной матрице. Экспериментально обоснованы технологические параметры деформирования и промежуточной термообработки для оптимального процесса – РК на оправке на радиально-обжимных машинах, обеспечивающего высокую стабильность структуры поковки из БрБ2 (брак по дефектам структуры
<< 1%), высокий КИМ -75%. Общая экономия материала по сравнению с применяе26
мым процессом точения из пруткового материала при изготовлении опор скольжения свыше 80%.
ОСНОВНЫЕ РЕЗУЛЬТАТЫ И ВЫВОДЫ
В диссертации представлено решение крупной научной проблемы, имеющей
важное хозяйственное значение и состоящей в развитии теории деформирования поликристаллических тел, подвергнутых интенсивной пластической деформации с учетом взаимодействия континуальной и зернограничной компонент, рассматриваемой с
позиции термодинамики неравновесных процессов, а также в создании на ее основе
научно обоснованных режимов технологических процессов высокоскоростной штамповки заготовок лопаток из титановых    сплавов со структурой, обеспечивающей
требуемые механические свойства, в разработке на базе экспериментальных исследований в условиях интенсивной пластической деформации рецептур активных технологических смазок с пластифицирующим эффектом, обеспечивающих существенное повышение качества поверхности штампуемых заготовок, определении рациональных
режимов ВТМО при формообразовании трубных заготовок из дисперсионно твердеющих материалов на медной основе методом радиальной ковки на оправке.
В процессе теоретических и экспериментальных исследований получены следующие основные результаты и сделаны выводы:
1.
Предложена для выявления закономерностей деформирования концептуальная модель поликристаллической деформируемой среды, которая представлена
как двухкомпонентная система, образованная динамически взаимодействующими
рекристаллизуемыми зернами (континуальная компонента) и их границами. Разработана на её основе математическая модель деформируемой среды, которая содержит
уравнения движения, учитывающие термомеханическое взаимодействие указанных
компонентов в процессах пластического формообразования.
2.
Получены в общем виде определяющие соотношения - универсальные
уравнения для континуальной и зернограничной компонент, связывающие тензора
напряжений и скоростей деформации. Соотношения определены на основе анализа состояния поликристаллической среды, задаваемого функционалом свободной энергии,
представляющего линейную комбинацию (суперпозицию) свободных энергий для каждой из компонент. Выявленные зависимости позволили функционально описать реологические свойства деформированной среды через её механические характеристики:
v , v - модули сдвига и объемной деформации для континуальной компоненты,
w , w , w - модули сдвига, объемной деформации и вязкости для зернограничной компоненты, а также теплофизические характеристики  тv ,  тw – коэффициенты линейного
расширения и тепловой миграции границы зерна.
3.
Определена на основании обобщенного уравнения теплопередачи феноменологическая модель процесса динамической рекристаллизации, позволяющая аналитически описать процесс рекристаллизации. Разработана методика расчета размера
динамически рекристаллизованного зерна, учитывающая, что совокупность коэффициентов образования текстуры ( fii )0 , соотнесенных с соответствующими значениями
интенсивностей скоростей и температуры деформации, однозначно определяют поведение поликристаллических материалов в процессе динамической рекристаллизации, а
сами коэффициенты могут быть получены из экспериментальных диаграмм рекристаллизации.
4.
Получена обобщенная система уравнений движения пластически деформируемой поликристаллической среды с учетом ее зернограничного строения: 6 уравнений, связывающих 3 неизвестные компоненты скорости течения среды vi , 3 неиз27
вестных величины градиента гидростатического давления  ,i , 3 компонента внутреннего усилия структурообразования Fi и закон преобразования энергии пластической
деформации в тепловую энергию.
5.
Разработанные теоретические модели деформируемой поликристаллической среды в сочетании с экспериментально полученными диаграммами динамической
рекристаллизации апробированы как методы анализа технологических процессов с интенсивной деформацией, целью которых является получение макро- и микроструктуры
штампованной заготовки с заданными свойствами.
6.
Поставлена и решена задача по определению рациональных термомеханических режимов деформирования титанового сплава ВТ9 с целевой функцией в виде зависимости размеров микрозерна от температуры деформирования, степени и скорости
деформаций как ограничивающих параметров, полученных по результатам экспериментов по высокоскоростной осадке    титановых сплавов с нагревом последних ниже
точки полиморфных превращений. Установлено, что с учетом термического эффекта
деформации при степенях деформации свыше 60% минимально допустимые температуры деформирования для скоростей деформаций свыше 2103 с-1 лежат в области выше
910ºС. При степенях деформации 70% и более оптимальной температурой деформирования для получения мелкозернистой структуры можно считать температуру в диапазоне 900º-950ºС для штамповки со скоростью деформирования не выше 5102 с-1.
7.
Достигнуто повышение предела выносливости на 40% при высокоскоростной штамповке в  -области компрессорных лопаток ГТД из    титанового сплава ВТ9 при допустимом уровне кратковременных механических характеристик за счет
формирования необходимой макро- и микроструктуры, обеспечивающей заявленные
механические характеристики. По результатам оптимизационного поиска рациональных термомеханических режимов, установлено, что указанные характеристики достигаются при ТВЧ-нагреве исходной заготовки до температуры 1030ºС, последующем
последеформационном нагреве до температуры 9500С, выдержке 1 час, правке пера
для ликвидации его коробления, нагреве до температуры 530 0С, выдержке 6 часов, охлаждении на воздухе.
8.
Получены оптимизированные составы активных технологических смазок
для горячей штамповки заготовок с развитой поверхностью, действующих в условиях
высокоскоростного нагружения. Применение смазок сопровождается снижением
удельной энергоемкости более чем на 20%, снижением шероховатости поверхности на
Ra 10 и повышением точности геометрии штамповок. Введение в состав смазок легирующих компонентов обеспечивает в условиях действия высоких температур и давлений повышенную пластичность поверхностных слоев штампуемой заготовки за счет
образования структур внедрения в кристаллическую структуру материала заготовки.
9.
Определен наиболее рациональный технологический процесс получения
трубной заготовки из дисперсионно-упрочняемых сплавов на медной основе среди
трех апробированных – ИЗШ, ГГДВ, РК. Среди сравниваемых технологических процессов РК обеспечивает наиболее благоприятные условия пластического деформирования для материалов, склонных к деформационному упрочнению. Разработанные
технологические режимы РК по схеме формообразования с 6 переходами, оптимальные для получения бездефектной трубной поковки, были использованы для получения
серийных партий трубных заготовок из БрБ2 с высокой стабильностью структуры поковки (дефекты структуры составляют менее 1%) и высоким КИМ.
10. Разработаны основные технологические параметры скоростного выдавливания пруткового полуфабриката из низколегированной бериллиевой бронзы методом
ГГДВ с последующей закалкой и старением, что обеспечило повышение твердости
полуфабриката до 15%.
28
СПИСОК РАБОТ, ОПУБЛИКОВАННЫХ ПО ТЕМЕ ДИССЕРТАЦИИ
Монографии:
1. Хаймович А.И. Cтруктурообразование в технологических процессах интенсивного пластического деформирования /А.И. Хаймович, И.Л. Шитарев.- Самара:
«Издательство Самарского научного цента Российской академии наук», 2013. – 295с.
Издания, рекомендованные ВАК РФ:
2. Балякин А.В. Моделирование режима высокоскоростного фрезерования титанового сплава ВТ9 /В.А. Балякин, А.И. Хаймович, Л.А. Чемпинский // Известия Самарского научного центра Российской академии наук. - Самара, 2013. - т. 15, №6(3). С. 572-583.
3. Гречихин, Д.В. Применение бериллиевой бронзы в качестве материала опор
скольжения / Д.В. Гречихин, О.В. Толмачев, С.Д. Топольняк, А.И. Хаймович
//Химическое и нефтяное машиностроение.- М., 2008.- №6.- С.44-47.
4. Логинов, Ю.В. Исследование предельных параметров деформирования при
радиальной ковке на оправке тонкостенных труб из дисперсионно-твердеющих сплавов на основе меди, легированных Be, Ni, Co /Ю.В Логинов., А.И. Хаймович
//Кузнечно-штамповочное производство.- М., 2014.-№2.-C.
5. Шитарев, И.Л Исследование динамических параметров формообразования
при штамповке на молотах со свободно падающими частями /И.Л. Шитарев, А.И.
Хаймович //Вестник Самарского государственного аэрокосмического университета
им. акад. С.П. Королева.– Самара, 2011. - №6.- С.157-161
6. Шитарев, И.Л. Моделирование микроструктуры при высокоскоростной
штамповке лопаток из титанового сплава ВТ9 /И.Л. Шитарев, А.И. Хаймович
//Заготовительные производства в машиностроении.- М.: «Машиностроение»,2011.№11. – С.41-44.
7. Шитарев, И.Л. Методы повышения ресурса компрессорных лопаток из   
титановых сплавов при их высокоскоростной штамповке (ВСШ) с нагревом заготовок
выше точки полиморфных превращений /И.Л. Шитарев, А.И. Хаймович //Вестник Самарского государственного аэрокосмического университета им. акад. С.П. Королева.–
Самара, 2012. - №3 (34), часть 4.- С. 34 – 40.
8. Хаймович, И.Н. Процедурные правила разработки и согласования бизнеспроцессов кузнечно-штамповочного производства /И.Н.Хаймович, А.И. Хаймович
//Вестник Самарского государственного аэрокосмического университета им. акад. С.П.
Королева.– Самара, 2008. - №1.- С.248-252.
9. Хаймович, А.И. Сопоставительный анализ способов получения трубной заготовки из БрБ2 для опор скольжения тяжело нагруженных насосов методами пластического формообразования /А.И. Хаймович, О.В. Толмачев// Вестник Самарского государственного аэрокосмического университета им. акад. С.П. Королева.– Самара,
2009. - №3.- С.132-137.
10. Хаймович, А.И. Влияние состава активных смазочных материалов на модифицирование поверхности легированных жаропрочных и титановых сплавов при высокоскоростной обработке металлов давлением. /А.И. Хаймович // Кузнечно–
штамповочное производство. - М., 2009.– №7. - С.33-38.
11. Хаймович, А.И. Определение эффективности технологической смазки и
оценка коэффициента трения при обработке металлов давлением в условиях высоких
скоростей течения металлов при действии активных смазок /А.И. Хаймович // Кузнечно-штамповочное производство, М., №1, 2010 – C.38-44.
12. Хаймович, А.И. Высокотемпературная термомеханическая обработка дисперсионно-твердеющих сплавов на медной основе /А.И. Хаймович, В.А. Михеев
29
//Вестник Самарского государственного технического университета. Серия «Технические науки». Самара, 2010.-№7(28) – С. 92-99.
13. Хаймович, А.И. Исследование параметров высокоскоростной штамповки
для дисков с лопатками цельной конструкции /А.И. Хаймович, И.Л. Шитарев // Кузнечно-штамповочное производство.- М., 2010.- №5.- C.37-44.
14. Хаймович, А.И. Экспериментальное определение оптимальной схемы формообразования дисков с лопатками цельной конструкции высокоскоростной штамповкой /А.И. Хаймович //Вестник Самарского государственного аэрокосмического университета им. акад. С.П. Королева.– Самара, 2010. - №4.- С. 114-119.
15. Хаймович, А.И. Оптимизация термомеханических режимов горячей штамповки титановых сплавов при высокоскоростном нагружении /А.И. Хаймович, В.А.
Михеев //Вестник Самарского государственного аэрокосмического университета им.
акад. С.П. Королева.– Самара, 2011. - №1.- С120-128.
16. Хаймович, А.И. Математическое моделирование процессов динамической
рекристаллизации поликристаллических материалов в условиях интенсивной пластической деформации / А.И. Хаймович, В.А. Михеев // Кузнечно-штамповочное производство.- М., 2011.-№7.-C.37-44.
17. Хаймович, А.И. Феноменологические модели динамической рекристаллизации авиационных сплавов /А.И. Хаймович, О.С. Сурков // Вестник Самарского государственного аэрокосмического университета им. акад. С.П. Королева.– Самара, 2011.
- №3.- С.150-152.
18. Хаймович, А.И. Методика определения оптимальных параметров при ортогональном резании на основе аналитической модели очага пластической деформации
/А.И. Хаймович, О.С. Сурков, И.Н. Хаймович // Известия Самарского научного центра
Российской академии наук.-Самара, 2011, №11 .-С186-194.
19. Хаймович, А.И., Моделирование реологических свойств жаропрочных материалов в условиях высокоскоростной обработки резанием. [Текст:]/ А.И. Хаймович,
А.Н. Жидяев// Известия Самарского научного центра Российской академии наук.- Самара, 2012.- №6(14) -C81-86.
20. Хаймович, А.И. Уравнения состояния пластически деформируемой поликристаллической среды [Электронный ресурс:]/А.И. Хаймович // Современные проблемы науки и образования.-2013.-№5 11с.-URL: : http://www.science-education.ru/11110241 (дата обращения: 03.10.2013).
Другие издания:
21. Арышенский, Ю.М. Определение энергосиловых параметров формообразования дисков с лопатками цельной конструкции высокоскоростной штамповкой /
Ю.М. Арышенский, А.И. Хаймович.- ВИНТИ, 1998.- инв. №1873-В98.-12 стр.- Деп.
22. Арышенский, Ю.М. Кинематика падающих частей молота при ВСШ деталей/ Ю.М. Арышенский, А.И. Хаймович, А.Н. Бутаров, Ю.Н. Краснов // Вестник Самарского государственного аэрокосмического университета им. акад. С.П. Королева,
серия «Проблемы и перспективы развития двигателей».– Самара, 1998. – часть 1, вып.
2 - С.80-86.
23. А.С. №163570 CCCР Виброустановка для усталостных испытаний лопаток
турбомашин / Гимадиев А. Г., Цвелодуб С.И., Хаймович А.И.
24. Ганжа, С.Г. Выбор компонентов технологических смазок для высокоскоростной штамповки и оптимизация их количественного соотношения / С.Г. Ганжа, А.И.
Хаймович, А.Н. Бутаров.- ВИНТИ, инв. №1876-В98, 1998.-9 стр.-Деп.
25. Поташников, Л.М. О некоторых аспектах автоматизации производства
сложнопрофильной оснастки деталей ГТД / Л.М Поташников, А.И.Хаймович //
«Проблемы и перспективы развития двигателестроения в Поволжском регионе» - те30
зисы докладов междунар. научн.-техн. конференции.- Самара: СГАУ, 1997. - С. 150151.
26. Патент №2416672 РФ, МПК C22F1/08 Способ обработки полуфабриката из
низколегированного дисперсионно твердеющего медного сплава с содержанием никеля до 1,6%, бериллия до 0,2-0,8% и титана до 0,15% /Андреева Т.И., Тополняк С.Д.,
Толмачев О.В., Гречихин Д.В., Ганжа И.А., Хаймович А.И.
27. Снигарев, В.В., CAD\CAM ADEM: Базы конструкторской и технологической документации для учебного процесса и производства / В.В. Снигарев, А.И.
Хаймович, Л.А. Чемпинский, //Труды международной конференции по компьютерной геометрии и графике КОГРАФ-96.- Нижний Новгород. 1996.-С. 45-47.
28. Степанов, А.А. Оценка параметров проектирования режущего инструмента
на основе развертывания функции качества/ А.А. Степанов, А.И. Хаймович // Известия
Самарского научного центра Российской академии наук.- Самара,2013.-т.15,№6(4).С983-986.
29. Хаймович, А.И. Технология изготовления сложнопрофильной оснастки деталей ГТД с использованием CAD/САМ систем/ А.И. Хаймович //«Проблемы и перспективы развития двигателестроения в Поволжском регионе» - тезисы докладов междунар. научно-технической. Конференции.- Самара: СГАУ, 1997. -С. 176-177.
30. Хаймович, А.И. Исследование различных схем формообразования цельноштампованных дисков с лопатками/ А.И. Хаймович, А.Н. Бутаров, Ю.Н. Краснов.
–ВИНТИ, 1998.- инв. №1874-В98.-6 стр.- Деп.
31. Хаймович, А.И. Исследование влияния технологических смазок на контактное трение при высокоскоростном выдавливании деталей с тонкими полотнами
[Текст:]/А.И. Хаймович, С.Г. Ганжа.- ВИНТИ, 1998.- инв. №1875-В98.-9 с.- Деп.
32. Хаймович, А.И. Стойкие электроды [Текст:]/ А.И. Хаймович, С.Д. Топольняк, О.В. Толмачев //Сварщик в России.-2008, №1.- С.22-23.
33. Хаймович, И.Н. Рационализация организации производства машиностроительного предприятия на основе реинжиниринга/ И.Н. Хаймович, А.И. Хаймович //
Вестник Самарского государственного аэрокосмического университета им. акад. С.П.
Королева.– Самара, 2006. - №3.- С.53-58.
34. Хаймович, И.Н. Исследование динамических характеристик формообразования при штамповке на молотах с высокими скоростями / И.Н. Хаймович, А.И. Хаймович // Труды межд. научн. техн. конф. «Металлдеформ- 2009» в 2т., Т2 «Металлофизика, механика материалов, наноструктур и процессов деформирования».-Самара: Издательство учебной литературы,2009.- С.255-260
31
1/--страниц
Пожаловаться на содержимое документа