М. 3. Ерманок, Ю. П. Соболев, А. А Гельман

ПРЕССОВАНИЕ
ТИТАНОВЫХ
СПЛАВОВ

Под редакцией М. 3. ЕРМАНКА

©

Москва «Металлургия» 1979
УДК 669.295 : 669.018 : 621.777

Рецензент: Лауреат Ленинской премии докт. техн, наук
А. Е. Шелест

УДК 669.295 : 669.0 Jb : 621.777

Прессование титановых сплавов. Е р м а н о к М. 3., С о б о*
лев Ю. П.» Гельман А. А. М., «Металлургия», 1979. 264 с.

На основе последних достижений прикладной теории пластич-
ности, результатов экспериментальных исследований и обобщенного
производственного опыта рассмотрены особенности горячего дефор-
мирования титана, газонасыщение при нагреве, сопротивление дефор-
мации в различных термомеханических условиях. Описан сортамент
профилей, проведен анализ способов прессования. Предложена новая
методика расчета сопротивления деформации. Описаны технология
прессования промышленных полуфабрикатов различной конфигура-
ции, конструкции прессового инструмента. Рассмотрены вопросы тер-
мической и адъюстажной обработки прессованных полуфабрикатов.

Книга предназначена для инженерно-технических работников
металлургических и машиностроительных заводов, научно-исследова-
тельских и проектных институтов, может быть полезна студентам ву-
зов и техникумов. Ил. 132. Табл. 49. Библиогр. список: 174 назв.

Е 31007* 199	87_79	2704030000

040(01)—79

♦ Книга имеет второй книготорговый индекс: 31205.	2G03000000

© Издательство «Металлургия», 1979
Памяти

Ильи Львовича
Перлина

ПРЕДИСЛОВИЕ

В Основных направлениях развития народного хо-
зяйства СССР на 1976—1980 гг. указано на необходи-
мость повышения эффективности использования метал-
ла, улучшения качества металлопродукции, снижения ее
материалоемкости, расширения выпуска заготовок, не
требующих значительной последующей обработки.

В свете решений этих задач широкое применение на-
шли титановые сплавы, обладающие высокими удельной
прочностью и коррозионной стойкостью в широком ин-
тервале температур и сред эксплуатации.

За последнее десятилетие объем производства тита-
новых сплавов резко увеличился. Созданы новые высоко-
прочные сплавы. Расширилась номенклатура выпуска-
емых полуфабрикатов, в том числе изготавливаемых
прессованием. Если прежде выпускали только толсто-
стенные профили и трубы, то в настоящее время освоен
выпуск тонкостенных профилей, профилей переменного
сечения, пустотелых профилей со значительно снижен-
ными припусками на механическую обработку. Отдель-
ные виды профилей выпускают вообще без припусков на
механическую обработку.

В последние годы освоено производство прессован-
ных панелей. Однако, несмотря на интенсивное развитие
и широкие перспективы дальнейшего роста и совершен-
ствования производства прессованных полуфабрикатов
из титановых сплавов, специальная книжная литература
по данному вопросу отсутствует.

Авторы попытались ликвидировать этот пробел.
В монографии рассмотрены основные вопросы горячего
деформирования титана и его сплавов, принципы выбора
температурно-скоростных режимов прессования, конст-
рукции прессового инструмента, смазки, особенности
Промышленной технологии прессования и термической
обработки различных полуфабрикатов, отделочные опс*
рации, а также структура и свойства прессованных из-
делий.

При написании книги авторы использовали матери-
алы собственных исследований и многолетней производ-
ственной практики, а также данные, опубликованные в
отечественной и зарубежной периодической печати.

Гл. V, разделы 1, 2, 4, 5 гл. I и раздел 3 гл. IV напи-
саны А. А. Гельман, гл. VI и приложения — М. 3. Ерман-
ком остальной материал книги написан М. 3. Ерманком
и Ю. П. Соболевым.

При работе над рукописью были использованы цен-
ные замечания рецензента докт. техн, наук А. Е. Шелес-
та, которому авторы выражают глубокую признатель-
ность. Авторы благодарны А. В. Абрамовой, Е. В. Поп-
ковой и А. А. Удалову за помощь при подготовке руко-
писи к изданию.
ВВЕДЕНИЕ

Процесс прессования наиболее широкое применение
получил для производства профилей и труб из алюми-
ниевых сплавов.

Развитие современной техники, создание новых ма-
шин и механизмов, повышение температуры и силовых
параметров их эксплуатации невозможно без скорейше-
го освоения промышленного производства прессованных
изделий из сталей, жаропрочных сплавов и титана. Осо-
бого внимания заслуживает титан и его сплавы как ма-
териалы, обладающие высокой удельной прочностью,
коррозионной стойкостью и практически полной немаг-
нитностью.

Первые публикации о прессовании титана относятся
к 1955 г. — в журнале «Metal Industry» [1] было дано
краткое сообщение об изготовлении 130 т поковок и
прессованных заготовок из титановых сплавов. В том же
году фирма «Hervey Aluminium» сообщила о начале
прессования титановых сплавов в промышленных усло-
виях [2]. В 1957 г. прессование изделий из титановых
сплавов в опытном и опытно-промышленном масштабе в
США осуществлялось на 12 фирмах [3].

В начальный период исследований минимальный диа-
метр прессованного прутка составлял 25,4 мм и прово-
дились эксперименты по прессованию прутков диамет-
ром 12,7 и 6,3 мм.

По мере углубления исследований и совершенство-
вания технологии решались вопросы изготовления изде-
лий сложной формы с тонкими элементами и малыми
допусками на размеры. На этом этапе наибольшее рас-
пространение получил процесс прессования по способу
Сежурне. Сущность способа заключалась в том, что в
качестве смазки применяли стеклопорошок, из которого
изготавливали шайбу, устанавливаемую в контейнере
между матрицей и нагретой заготовкой. Процесс обеспе-
чивал промышленное производство профилей довольно
сложной конфигурации, однако качество их поверхности
было невысоким, вызывало необходимость сплошной ме-
ханической обработки. Полученные пресс-изделия были
пригодны только как заготовки для изготовления профи-
лей. При этом минимальная толщина полки прессован-
ного профиля составляла 6,4 мм, а допуск на размеры
±1 мм. Такие профили применяли, например, для изго-
товления кольцевых деталей авиадвигателей [4].

Профили подвергали гибке и стыковой сварке в
кольцо с последующими калибровкой и токарной обра-
боткой его по всей поверхности до получения готовой
детали.

Усовершенствование способа Сежурне позволило в
1964 г. получить конструкционные профили из титановых
сплавов с толщиной полки 1,6 мм и допуском ±0,18 [5].

Однако этот способ не обеспечивал получения про-
филей, которые могли бы быть использованы в машино-
строении без механической обработки. Поэтому развитие
технологии производства профилей пошло по пути сов-
мещения процесса прессования и волочения. Так, в рабо-
те [6] сообщалось, что профили длиной 6 м могут быть
получены путем прессования через разъемную матрицу
с керамическим покрытием и волочения через специаль-
ную волоку. По этой технологии было получено доволь-
но большое количество профилей различной конфигура-
ции-угольники, швеллеры, Т-образные, Z-образные.

В результате семилетних исследований по совершен-
ствованию технологии прессования и волочения фирмой
«Republic Aviation Corporation» (США) [7, 8] были
получены тонкостенные профили, не требующие механи-
ческой обработки, с полкой толщиной 1,0 мм и допуском
±0,13 мм. Максимальная длина профилей составляла
6,1 м, кривизна 0,8 мм на 1 м длины и скрутка 3 град.
Профили были изготовлены из сплавов Ti—6А1—4V и
Ti—4А1—ЗМо— IV.

Исследовательские работы проводили на прессе уси-
лием 2250 тс. По разработанной технологии кованую,
обточенную и шлифованную заготовку, покрытую стекло-
смазкой, помещали в металлический стакан, наполнен-
ный аргоном, и нагревали в печи сопротивления до
980° С в течение 1 ч. Прессование вели из контейнера,
подогретого до 530° С, с применением четырех смазоч-
ных шайб из различных материалов. Процесс прессова-
ния длился ~2 с. Матрица была разъемной из трех ча-
стей, рабочую поверхность которых покрывали слоем
окиси алюминия толщиной 0,25—0,5 мм. Отпрессован-
ные профили правили растяжением в нагретом состоя-
нии, а затем калибровали методом волочения на цеп-
ном стане, оборудованном индукционным нагревате-
лем.
В эти годы были также проведейы значительные ра-
боты, направленные на повышение точности геометрии
профилей и улучшение качества их поверхности [9].

Наряду с работами зарубежных исследователей по
изысканию технологии прессования тонкостенных про-
филей практически одновременно крупные исследования
проводились в СССР.

Усовершенствование технологии прессования тонко-
стенных профилей в нашей стране осуществлено в ре-
зультате разработки процесса плазменного напыления
матриц двуокисью циркония по молибденовому подслою.
Такой процесс позволил значительно снизить теплоотда-
чу от профиля к матрице и благодаря этому уменьшить
толщину полок прессуемых профилей и улучшить каче-
ство их поверхности.

Отличительная особенность отечественной техноло-
гии прессования тонкостенных профилей состоит в том,
что процесс деформации осуществляется в условиях гра-
ничного трения. Это позволяет получать профили более
точных размеров и одновременно обеспечивает высокое
качество их поверхности.

В настоящее время из титановых сплавов серийно вы-
пускают тонкостенные профили более 100 типоразмеров.

Существенный недостаток указанного способа про-
изводства тонкостенных профилей заключается в том,
что слой двуокиси циркония, нанесенный путем плаз-
менного напыления на рабочую поверхность матрицы,
выдерживает только одну прессовку, после чего на мат-
рицу следует опять наносить защитный слой, предва-
рительно проведя вновь все подготовительные опе-
рации.

Повышение точности тонкостенных профилей и улуч-
шение качества их поверхности было достигнуто в ре-
зультате внедрения процесса калибровки волочением.
Это позволило сузить поле допуска с 0,5 до 0,3 мм и до-
вести качество поверхности до уровня, стабильно соот-
ветствующего V 5.

Весьма перспективной оказалась калибровка на
прессах с пульсирующим приложением нагрузки (ППН)
и на прокатных станах, имеющих клети с повышенной
осевой и радиальной жесткостью. Эти процессы позво-
лили осуществить значительные обжатия за один пере-
ход, сузить поле допусков на размеры до 0,2 мм и повы-
сить качество поверхности до уровня V 6.
В настоящее время освоена калибровка на прессах
ППН и прокатных станах более 40 типоразмеров профи-
лей из титановых сплавов.

Наибольший интерес и практическое значение имеют
работы, проведенные в 1970—1975 гг. Благодаря им
впервые доказана принципиальная возможность изготов-
ления и создано производство особо сложных профилей,
получение которых считалось ранее невозможным. К та-
ким изделиям относятся профили переменного сечения
(законцовочные) и полые (петлевые). При разработке
процесса прессования законцовочных профилей за осно-
ву была взята одна из схем прессования профилей из
алюминиевых сплавов и путем ее усовершенствования
применительно к особенностям деформации титана была
освоена технология производства довольно широкой
гаммы профилей переменного сечения из нескольких ти-
тановых сплавов [10].

Эта технология обеспечивала получение профилей с
площадью сечения законцовочной части 80—200 мм2,
профильной части 15—55 мм2 и длиной 3—7,5 м, имею-
щих высокий уровень механических свойств в трех вза-
имно перпендикулярных направлениях [11, с. 91—97].

Дальнейшее развитие этой технологии ознаменовало
создание конструкции инструментального узла [12], при
помощи которого стало возможным получать тонкостен-
ные законцовочные профили, тонкая (профильная) часть
которых не требует механической обработки.

Использование матрицы специальной конструкции,-
обеспечивающей создание противодавления в процессе
прессования, позволило получить профили с двумя за-
концовками.

В последние годы в различных отраслях промышлен-
ности возникла необходимость в полых профилях [13,
14].

В 1972—1976 гг. был проведен комплекс поисковых
разработок для создания технологии прессования со
сваркой полых профилей из титановых сплавов с ис-
пользованием так называемых язычковых, или комбини-
рованных, матриц, которые более двух десятилетий ши-
роко применяют в промышленности для получения по-
лых профилей из алюминиевых и магниевых спдавов.

В результате этих работ, а также ряда конструктор-
ских разработок создан и внедрен в промышленность тех-
нологический процесс, обеспечивающий получение из ти-
тановых сплавов полых профилей с каналами, размеры
поперечного сечения которых очень малы [15, 16].

Освоение производства полых прессованных профи-
лей позволило значительно повысить качество и эксплуа-
тационные характеристики изготавливаемых из них
деталей и одновременно снизить трудоемкость и себестои-
мость производства в различных отраслях машиностро-
ения.

Вместе с тем, в работе [17] отмечено, что технология
изготовления полых профилей из титановых сплавов
имеет ряд недостатков и требует совершенствования в
направлении расширения сортамента освоенных профи-
лей, увеличения стойкости прессовых матриц, а также
повышения точности профилей, поскольку их размеры
недостаточно стабильны.

Наиболее сложны для изготовления методом прессо-
вания изделия типа панелей, используемые в качестве
обшивочного материала в самолетостроении, ракето-
строении и ряде других отраслей машиностроения.

Так, например, строительство пассажирского самоле-
та «Боинг 747» (США) предусматривало использование
в основном титановых сплавов. Наибольшее количество
деталей для строительства корпуса самолета проектиро-
валось изготовлять из титанового сплава Ti—6А1—4V
[18].

Имеются сообщения о строительстве американского
самолета «АН», все элементы конструкции которого из-
готовлены только из титановых сплавов [19, 20].

Панели, применяемые в конструкции этих самолетов,
изготовлены фрезерованием из катаных плит — процес-
сом трудоемким и дорогостоящим. С целью его удешев-
ления фирма «Curtiss—Wright Cd.» совместно с компа-
нией «Lockhid Georgia Со.» разработала процесс произ-
водства титановых панелей методом горючего прессова-
ния с последующей механической обработкой. В работах
[21, 22] сообщается, что в результате первых экспери-
ментов получена панель шириной 409 мм и что имеется
уверенность в получении более широких панелей—559 мм
с пятью и шестью элементами жесткости.

В экспериментах использовали титановые сплавы
Ti—6А1—4V и Ti—6А1—6V—2Sn. В результате серии
опытов с целью установления оптимальных параметров
прессования изготовлено около 40 панелей шириной 409
и 559 мм и длиной 6—15 м, среди которых имеется na-
нель шириной 559 мм и длиной 15,3 м со сложной (Г-об-
разной) конфигурацией ребер жесткости [23].

В работе [24, с. 45—48] показано, что по предвари-
тельным исследованиям прессование тонкостенных пане-
лей из титановых сплавов может быть осуществлено на
действующем оборудовании как плоской формы из ще-
левого контейнера, так и U-образной формы из круглого
контейнера; возможно также прессование заготовок для
панелей в виде ребристых труб.

Основные трудности представляет правка панелей,
развертка их в плоскость (при прессовании панелей
U-образной формы или в виде ребристых труб), а также
последующая рихтовка. Эти процессы не могут быть
осуществлены на действующем оборудовании. Для их
проведения необходимы специальные разверточные, рас-
тяжные и рихтовочные машины, оснащенные нагрева-
тельными устройствами, установленными непосредст-
венно в зоне обработки (развертки, правки растяжением,
рихтовки).

Изложенное показывает, что освоение промышленно-
го производства прессованных полуфабрикатов из тита-
новых сплавов явилось итогом комплекса научно-иссле-
довательских работ и опытно-конструкторских разрабо-
ток, направленных на изыскание оптимальных техноло-
гических режимов деформации, выбор материалов для
прессового инструмента и разработку рациональных ме-
тодик его проектирования, подбор технологических сма-
зок и способов подготовки поверхности заготовок и ин-
струмента, совершенствование калибровочных и отде-
лочных операций и создание специализированного обо-
рудования, обеспечение заданных геометрии, структуры
и механических свойств готовых изделий.

Рассмотрение указанных вопросов и составило содер-
жание книги. /
Глава 1

ОСОБЕННОСТИ ГОРЯЧЕГО ДЕФОРМИРОВАНИЯ
ТИТАНОВЫХ СПЛАВОВ

1.	СОСТАВ И ФИЗИКО-МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА

В настоящее время в СССР и за рубежом разработа-
на и освоена промышленностью широкая номенклатура
конструкционных и жаропрочных титановых сплавов.

Конструкционные сплавы применяют [25] в химиче-
ской, пищевой и других отраслях промышленности, где
требуется высокая коррозионная стойкость сплавов в
агрессивных средах. Конструкционные сплавы хорошо
свариваются всеми видами сварки и выдерживают дли-
тельную эксплуатацию при температурах до 300—400°С.

Жаропрочные сплавы используют для деталей, эк-
сплуатируемых при температуре 400—600° С [26—28].
Следует отметить, что некоторые жаропрочные сплавы
можно применять в качестве конструкционных материа-
лов.

Наряду со специализацией по назначению титановые
сплавы принято классифицировать по структуре (фазо-
вому составу). По этому признаку выделяют три основ-
ные группы: а-, а+0- и 0-сплавы с подклассами псевдо-а
и псевдо-0-сплавы. По уровню прочности при комнатной
температуре различают: малопрочные с ов^70 кгс/мм2,
средней прочности с <ув=71-£-99 кгс/мм2 и высокопроч-
ные с Ов^ЮО кгс/мм2. При этом некоторые а+0- и
0-сплавы, имеющие среднюю прочность в отожженном
состоянии (например, сплавы марок ВТ6, ВТ14 и др.),
после упрочняющей термообработки можно отнести к вы-
сокопрочным.

Ниже приведена классификация отечественных и за-
рубежных титановых сплавов по назначению, структуре
и уровню прочности в отожженном состоянии:

Отечественные сплавы

По назначению:
конструкционные .	ВТ1-00, ВТ 1-0, ОТ4-0, ОТ4-1, ОТ4,

ВТ5-1, ВТ5, ВТ6«С>, ВТ6, ВТ14, ВТ20,
ВТЗ-1, ВТ22, ТС6, ВТ15

жаропрочные . . .	ВТ5-1, ВТ20, ВТ18, ВТЗ-1, ВТ8, ВТ9,

ВТ25
По структуре:	Продолжение
а-сплавы . . . . псевдо-а-сплавы . . а + р-сплавы	ВТ 1-00, ВТ 1-0, ВТ5, ВТ5-1  ОТ4-0, ОТ4-1, ОТ4, ВТ20, ВТ18  ВТ6«С», ВТ6, ВТ 14, ВТЗ-1, ВТ8, ВТ9,  ВТ25
псевдо-0-сплавы . .  Р-сплавы . . .  По уровню прочности:	ВТ22  ВТ15, ТС6
Ов^70 кгс/мм2 ав=714-99 кгс/мм2 .	ВТ1-00, ВТ1-1, ОТ4-0, ОТ4-1  ОТ4, ВТ5, ВТ5-1, ВТ6«С>, ВТ6, ВТ14, ВТ20, ВТ18
ав^ 100 кгс/мм2 . .	ВТЗ-1, ВТ8, ВТ9, ВТ25, ВТ22, ВТ15*, ТС6*
По назначению:	Зарубежные сплавы
конструкционные	Технический титан: Ti—8 Al—1 Mo—1 V (8-1-1)**; Ti—6 Al—6 V—2 Sn(6-6-2)**; Ti—6 Al—2 Sn—4 Zr—2 Mo (6-2-4-2J**; Ti—6 Al—2 Sn—4Zr—6 Mo (6-2-4-6)**; Ti—6 AL—2 Sn—2 Zr—2 Mo— 2Cr—0,2Si (6-2-2-2-2)**; Ti—6 Al—4 V (6-4)**; Ti—4 Al—3Mo—1 V (4-3-1)**;  Ti—5 Al—2 Sn—2 Zr—4 Mo—4 Cr (Ti 17)**; Ti—3 Al—13 V—11 Cr (B— 120VCA)**; Ti—4,5 Sn—6Zr—11,5 Mo (Pill)**; Ti—3 Al—8Mo—8 V—2 Fe (8-8-2-3)**; Ti—2 Al—11 V—2Sn—11 Zr (Transage 129)**
жаропрочные . .	Ti— 5 Al—2,5Sn (A-l 10)**; Ti—8A1— 1 Mo—1 V(8-1-1)**; Ti—6Al—2Sn—l,5Zr — IMo—0,35 Bi—0,15Si (Till); Ti— 6 Al—4 V(6-4)**; Ti—7 Al—4 Mo (7—4)**;- Ti—6 Al—2Sn—4Zr—2Mo (6-2-4-2)**; Ti—6 Al—2 Sn—4 Zr—6Mo (6-24-6)**;
По структуре:	Ti—5 Al—2Sn—2Zr—4 Mo—4Cr (Til7)**
а-сплавы . . . псевдо-а-сплавы . . а 4- Р-сплавы . .	Технический титан, (A-110)** (8-1-1), (Ti 11) (6-4), (6-6-2), (6-2-4-2), (4-3-1), (6-2-4-6), (6-2-2-2-2), (7-4), (Ti 17)
Р-сплавы .... По уровню прочности:	(B-120VCA), (8-8-2-3), (Transage 129)
ав^70 кгс/мм2 . . ав=714-99 кгс/мм2 .	Технический титан  (A-110), (8-1-1), (Ti 11), (6-2-4-2), (6-4), (6-2-4-6), (6-2-2-2-2), (4-3-1)
ав>! 100 кгс/мм2	(Ti 17), (7-4), (B-120 VCA)*, (8-8-2-3)*, (Transage 129)*, (6-6-2), (pill)*

* Термоупрочиенное состояние.

•* Общепринятое обозначение.
Структура сплава зависит от растворимости легирую-
щего элемента в а- и 0-титане. Введение в титан элемен-
тов, стабилизирующих a-фазу (например, А1), приводит
к повышению температуры полиморфного превращения
и получению а-сплавов. Легирование титана 0-стабили-
заторами (Mo, V, Cr, Fe и др.) сопровождается пони-
жением температуры перехода а+0	0 и образованием

а+0- и 0-сплавов с термически стабильной или неста-
бильной 0-фазой. По степени стабилизирующего воздей-
ствия, оцениваемой критической концентрацией элемен-
та, приводящей к фиксации в двойных системах 0-фазы
при закалке из 0-области, основные 0-стабилизаторы
можно расположить в следующем порядке [29]:
Fe (5,5%); Мп (10%); Мо (11%); Сг (12%); V (18%);
Nb (30%).

В тройных и более сложных сплавах температура
полиморфного превращения определяется природой и
комплексным содержанием а- и 0-стабилизаторов, а
также концентрацией примесей.

Температуры полного полиморфного превращения
основных отечественных титановых сплавов приведены
ниже [25]:

Сплав	Структура	*a+fctf,°c	Сплав	Структура	
ВТ1-00 ВТ1-0 ВТ5 ВТ5-1 J	а	885—890  885—900  930—980  950—990	ВТ6 ВТЗ-1 ВТ14 ВТ8 ВТ9	а+0	980—1010 960—1000 920—960 980—1020 980—1020
ОТ4-0	1  ОТ4-1		860—930  910-950	ВТ22	Псевдо-0	840—880
ОТ4	Псевдо-а	920—960	ВТ15	0	750-800
ВТ20		990—1050			
ВТ18		990—1010			•

Легирование влияет не только на структуру, но и
на прочностные характеристики титана. Наиболее силь-
ные упрочнители — Мп, Fe, Cr, А1 [29], слабые упроч-
нители — Sn, Zr, Nb.

Влияние легирующих элементов на физические свой-
ства титана подробно проанализировано Б. А. Колаче-
вым [30].

Ниже рассмотрены только основные характеристики
промышленных титановых сплавов. Значения коэф-
фициента линейного расширения титановых спла-
ТАБЛИЦА 1

Температурный коэффициент линейного расширения а-сплавов
в интервале различных температур [25]

а- 10е, °C \ в интервале температур, °C

Марка сплава	20—100	100-200	200—300	300-400	400—500	500-600	600-700	о ОО  1  8
ВТЬОО	8,8	8,9	9,3	9,8	10,2	10,4	10,5	
ОТ4-0	8,0	8,5	9,0	9,5	9,9	10,1	10,2	—
ВТ5-1	8,5	9,3	9,7	10,0	10,3	10,5	11,0	—
ВТ6«С»	8,4	9,0	9,6	10,2	10,8	П.4	11,3	—
ВТ20	8,8	—	—	—	—	—	—	—
ВТЗ-1	9,2	9,8	10,3	10,9	И.4	11,4	12,1	13,0
ВТ15	8,9	9,4	9,5	10,0	10,5	—	—	
ВТ22	7,8	8,3	8,7	9,2	9,7	9,2	10,6	14,5

ТАБЛИЦА 2

Теплопроводность Х-сплавов
при различных температурах [25]

Марка сплава	К, кал/(см с-°С), при температуре, °C				
	20	100	200	300	400
ВТЬОО	0,046	0,045	0,044	0,043	0,043
ВТ5-1	0,021	0,023	0,026	0,029	0,032
ОТ4-0	0,030	0,031	0,033	0,034	0,036
ВТ20	—	0,021	0,024	0,026	0,029
ВТ6С	0,020	0,022	0,025	0,028	0,031 •
ВТЗ-1	0,019	0,021	0,024	0,027	0,034
ВТ22	0,020	0,022	0,025	0,028	0,032
ВТ15	0,016	0,019	0,023	0,027	0,031

Продолжение табл. 2

Марка сплава	X, кал/(см с °С), при температуре, °C				
	500	|	600	|	700	800	900
ВТЬОО	0,043	1 «г—  0,043	—	—	
ВТ5-1	0,035	0,038	0,041	0,044	—
ОТ4-0	0,039	0,042	0,043	0,045	0,048
ВТ20	0,033	0,036	0,040	0,043	0,047
ВТ6С	0,035	0,038	0,041	0,045	0,048
ВТЗ-1	0,037	0,040	—	—	
ВТ22	0,035	0,038	0,041	0,044	0,047
ВТ15	0,035	—	—	—	—
bob при температурах ниже температуры перехода а +
+р р отличаются незначительно (табл. 1).

В техническом титане наблюдается аномальная зави-
симость теплопроводности от температуры. С повыше-
нием последней от комнатной до 300—327° С теплопро-
водность уменьшается, а при дальнейшем возрастании
температуры до 700° С остается неизменной (табл. 2).
Теплопроводность промышленных а-, а+р- и р- сплавов
ниже, чем технического титана, и растет с повышением
температуры (см. табл. 2). Следует отметить, что титан
и его сплавы значительно менее теплопроводны, чем же-
лезо и сталь.

Для чистого титана характерно скачкообразное из-
менение теплоемкости при температуре полиморфного
превращения [31]; для сплавов титана температурная
зависимость теплоемкости имеет сложный характер (см.
п. 4).

Ниже дана краткая характеристика отечественных и
зарубежных сплавов, применяемых в производстве де-
формированных полуфабрикатов.

а-сплавы

К этой группе сплавов относят технический титан раз-
личных марок и сплавы, легированные a-стабилизатора-
ми или нейтральными упрочнителями '(см. с. 12—13).
Наиболее распространенными легирующими добавками
являются алюминий, олово, цирконий. Независимо от
режимов термообработки a-сплавы при комнатной тем-
пературе имеют структуру на основе a-фазы. Титановые
a-сплавы характеризуются отличной свариваемостью,
хорошей термической стабильностью, высоким сопротив-
лением окислению и малой чувствительностью свойств
к структуре полуфабрикатов. Однако они в большей сте-
пени, чем а+р- и р-сплавы, склонны к водородной хруп-
кости [32] и не могут быть упрочнены термической обра-
боткой.

В СССР применяют технический титан двух марок—
ВТЬОО, ВТ 1-0; в стандарты США введены три сорта
титана с содержанием примесей 0,5—1,0% [33].

Типичные представители а-сплавов — отечественные
сплавы ВТ5, ВТ5-1—аналоги сплава Ti—5А1—2,5Sn
(табл. 3).

Эти сплавы обладают средней прочностью (ов=75—
95 кгс/мм2) при комнатной температуре (табл. 4) и при-
меняются главным образом как жаропрочные материа-
лы для эксплуатации при температурах не выше
450° С.

ТАБЛИЦА 3

Химический состав промышленных отечественных сплавов

Марка сплава	Химический состав. %	
	А1	Мп. Mo, V. Сг. Fe. Si, Zr, Sn
ОТ4-0	0,2—1,4	0,2—1,3 Мп
ОТ4-1	1,0—2,5	0,7—2,0 Мп
ОТ4	3,5—5,0	0,8—2,0 Мп
ВТ-5	4,3—6,2	—
ВТ5-1	4,0-6,0	2,0—3,0Sn
ВТ6	5,5—7,0	4,2—6,0 V
ВТ14	3,5—6,3	2,5—3,8Мо, 0,9—1,9V
ВТ20	5,5-7,5	0,5—2,0Мо, 0,8—1,8V, 1,5—2,5Zr
ВТ18	7,2—8,2	0,2—1,0Mo, 0,05—0,18Si, 10—12Zr, (0,5—1,5) Nb
ВТЗ-1	5,5-7,0	2,0—3,0Mo, 0,8—2,3Cr, 0,2—0,7Fe, 0,15—0,40 Si
ВТ8	6,0—7,3	2,8—3,8Mo, 0,2—0,4Si
ВТ9	5,8—7,0	2,8—3,8Mo, 0,2—0,35Si, 0,8-2,0Zr
ВТ22	4,4—5,9	4.0—5,5 Mo, 4,0-5,5V, 0,5—2,0Cr, 0.5—1,5Fe
ВТ15	2,3—3,6	6,8—8,0Mo, 9,5—ll,5Cr

ТАБЛИЦА 4

Механические свойства полуфабрикатов из а-сплавов [34]

Марка сплава	Вид полуфабриката	кгс/мм*	б. %	Ф. %	ан» КГС-М/СМ1
				не меи	ее
BT5	Катаные и прессованные прутки диаметром ^60 мм	75—95	10	25	5,0
	Кованые прутки диаметром >100 мм, поковки толщиной >100 мм	73—95	6	16	5,0
BT5-1	Катаные прутки диаметром <60 мм, кованые, прессо- ванные прутки диаметром 65—100 мм	80—100	10	25	4,0
	Кованые прутки диаметром >100 мм, поковки толщиной > 100 мм	76—100	6	16	4,5


Наряду с чистыми а-сплавами в промышленности ши-
роко применяют псевдо-а-сплавы, содержащие неболь-
шое количество p-стабилизирующих элементов (^2%).
По свариваемости, физическим свойствам, структуре и
чувствительности к термообработке псевдо-а-сплавы
подобны а-сплавам, но введение p-стабилизаторов повы-
шает их технологическую пластичность. Псевдо-а-сплавы
применяют в отожженном состоянии. В эту группу вхо-
дят конструкционные сплавы на основе системы Ti—А1—
Мп (ОТ4-0, ОТ4-1, ОТ4) и жаропрочные сплавы ВТ20
и ВТ18 (см. с. 11—12 и табл. 3).

ТАБЛИЦА 5

Механические свойства различных полуфабрикатов
из псевдо-а-сплавов при комнатной температуре [34]

Марка сплава	Вид полуфабриката	кгс/мм5	б. %	Ф, %	ан’ кгс-м/см5
			не менее		
ОТ4-1	Катаный пруток диаметром	60-75	15	35	4,5
	^60 мм  Поковки толщиной >100 мм	55-75	12	23	4,0
ОТ4	Катаные прутки диаметром	70—90	11	30	4,0
	^60 мм  То же, > 100 мм	65-90	8,5	20	3,5
ВТ20	Штамповки, поковки толщи-	95-115	10	25	4,0
	ной гС 100 ММ  То же, >100 мм	90—115	6	20	3,0
ВТ 18	Кованые и прессованные	95	8	20	2,0
	прутки диаметром	65—  100 мм  Штампованные заготовки лопаток компрессора	95	10	25	1,6

Сплавы ОТ4-0 и ОТ4-1 относятся к группе малой проч-
ности (табл. 5). Их можно подвергать операциям фор-
моизменения в холодном состоянии. Сплав ОТ4 более
прочен и, как правило, перед деформацией его необхо-
димо подогреть. Сплавы предназначены для длительной
работы при температурах до 300—400° С.

Сплав ВТ20 и близкий к нему зарубежный сплав
8-1-1 с пределом прочности при 20° С 90—115 кгс/мм2
(табл. 5, 6) разработаны для применения при ^500° С.
По своим жаррпрочным характеристикам сплав ВТ20
при 500° С Зиа iiijji.lJ .LU J и in ЦГ1С1ИПДПТ ттпгщг а-сплавц
ТАБЛИЦА 6

Средние значения механических свойств зарубежных псевдо-а- и
а+0-сплавов при комнатной температуре

Марка сплава	Вид и состояние полуфабриката	<гв, кгс/мм1	в, %	Ф. %	КГС/ММ3/2
8-1-1	Отожженные штамповки, кованые прутки диаметром 60—80 мм	91,4	10	—	—
	То же, диаметром 12,8 мм [33]	108,5	10	—	169
Till	Отожженные кованые пластины после 0-термообра- ботки [35]	95,2	16	29	—
6-4	Крупногабаритные отожженные штамповки [36]	91—94,5	10	20—25	—
6-6-2	Отожженные штамповки [36]	102—105	8-10	20-25	—
	Поковки после термообработки 913° С, вода +565° С, 4 ч [37]	111—130	7,5—13	23—39	114—136
6-2-4-6	Отожженные листы [33]	129,4	10	—	—
	Поковки после термообработки: 870° С, воздух +593° С, 8 ч [37] .	101—120	11—18	25—56	146—154,4
6-2-2-2-2	Отожженные поковки диаметром 75—125 мм [38, с. 1981—1992]	124—132	11,5—13	31—38,6	206
ТП7	Отожженные штамповки [39]	112,3—124	8—19	15—40	—
	Массивные поковки после а+0-деформации и термооб- работки: 802° С, вода +649° С, 8 ч [37]	113—121	8—15	15—45	144—208

ЬЭ	ТАБЛИЦА 7

Механические свойства отечественных
и зарубежных сплавов при повышенных температурах

Марка сплава	Структура	Вид полуфабриката	Температура испытания, °C	ов, кгс/мм1	СВ 100’ кгс/мм2	а0,2 юо« кгс/мм2	
ВТ5	а	Пруток диаметром 20 мм	400	45	26	12	
		[25]  Пруток диаметром 100 мм [26]	450	—	33	20	
А—110		Лист [33]	427	54	—	oj°f=28	
ВТ20		> [25]	500	65	49	17	
CD		Пруток диаметром ^50 мм [26]	500	65—75	45—48	15-17	
8-1-1	Псевдо-а	Штамповка [33]	538	45,7	42,2	—	
ВТ18		Кованый пруток [26]	600	77	30	10	
ВТ6	а+0	Пруток диаметром 25 мм [25]	400	72	60	36	•
6-4		Лист [33]	400	—	68,9	37,8	
ВТЗ-1		Кованый пруток [26]	400	80	78	50	
ВТ8		То же	500	75	50—55	25	
ВТ9		» »	500	75—78	60—68	35—40	
ВТ25			550	80—85	44—47	17	
6—2—4—2		Лист [33]	482	—	70,3	17,6	
ЁТ5, ВТ5-1 (табл. 7). Из сплава ВТ20 получают практи-
чески всю номенклатуру прессованных полуфабрикатов.

Псевдо-а-сплавы ВТ18 и Till — наиболее жаропроч-
ные из известных титановых сплавов. Сплав ВТ18 ос-
нован на системе Ti—Al—Zr—Mo—Nb—Si (табл. 3);
при 20° С он обладает средней прочностью (табл. 5) и
характеризуется хорошим комплексом жаропрочных
свойств при 550—600° С (см. табл. 7). Основной недо-
статок сплава — охрупчивание (термическая нестабиль-
ность) в процессе длительных выдержек, связанное с вы-
делением упорядоченной а2-фазы [40, 41] из а-раствора.
В настоящее время разработана модификация этого
сплава ВТ18«У» с лучшей термической стабильностью
[26]. Из этого сплава прессованием изготавливают ог-
раниченную номенклатуру изделий — преимущественно
прутки. Зарубежный сплав Till имеет высокое сопротив-
ление ползучести, обеспечиваемое, по-видимому, допол-
нительным легированием сплава добавками висмута, и
рекомендуется для работы при ^593° С [35].

а+^-сплавы

К а+р-сплавам относится широкая номенклатура
промышленных титановых сплавов. Наиболее распрост-
раненными из них являются сплавы общего назначения:
ВТ6, ВТ6«С» (аналог 6-4), ВТЗ-1, Til7; жаропрочные
сплавы: ВТ8 (аналог 7-4), ВТ9, ВТ25 и конструкционные
сплавы ВТ22; 6-6-2; 6-2-4-2; 6-2-4-6; 6-2-2-2-2 (см. с. 11—
12 и табл. 3).

В отличие от а-сплавов двухфазные сплавы упрочня-
ются термообработкой, обладают лучшей технологиче-
ской пластичностью, но худшей свариваемостью и боль-
шей чувствительностью свойств к структуре полуфабри-
катов.

В отожженном состоянии предел прочности а+Р-спла-
вов колеблется от 85 до ПО кгс/мм2 (табл. 8); после уп-
рочняющей термообработки ав некоторых двухфазных
сплавов может достигать 130—140 кгс/мм2.

Сплавы ВТ6 и ВТ6«С» (аналог 6-4) основаны на си-
стеме Ti—Al—V (см. с. 12 и табл. 3). В отожженном со-
стоянии они имеют-среднюю прочность (см. табл. 6, 8),
характеризуются высокими показателями пластичности,
обеспечиваемыми благоприятным влиянием легирования
банаднсм на параметры решетки а-титана [42]. Досто-
инством этих сплавов явгляется также высокая вязкость
разрушения. Сплавы предназначены для длительной ра-
боты при температурах до 400° С [25]. Прессованием
этих сплавов можно получить разнообразную номенкла-
туру конструкционных профилей сложной формы.

ТАБЛИЦА 8

Типичные механические свойства полуфабрикатов
из а+р-сплавов после стандартного отжига [34]

Марка сплава	Вид полуфабриката	ав« кгс/мм8	б. %	Ч>. %	вН’ к гс-м/см8
ВТ6	Катаные прутки диамет- ром =^60 мм	92—107	10	30	4,0
	Штампованные заготов- ки, поковки толщиной >100 мм	85—107	6	20	3,0
ВТЗ-1	Катаные прутки диамет- ром ^60 мм	100—120	10	30	3,0
	Штамповки,	поковки  толщиной >100 мм	95-120	8	20	3,0
ВТ8	Катаные прутки диамет- ром ^60 мм	100—120	9	30	3,0
	Штамповки, поковки тол- щиной >100 мм	95—120	7	16	3,0
ВТ9	Катаные прутки диамет- ром ^60 мм	105—125	9	30	3,0
	Штамповки, поковки тол- щиной >100 мм	95—125	6	14	3,0
ВТ25 [26]	Прутки	105—125	10	20	3,0
	Штамповки	100—120	8	18	3,0
ВТ22	Катаные прутки диамет- ром ^100 мм	110—130	7	20	3,0
	Штамповки, поковки тол- щиной >100 мм	110—130	6	14	3,0

Сплав ВТЗ-1 системы Ti—Al—Mo—Cr—Fe—Si в
отожженном состоянии имеет предел прочности 95—
120 кгс/мм2. Сплав широко освоен в производстве дефор-
мированных полуфабрикатов. Прессованием из него из-
готавливают профили постоянного и переменного сече-
ния, применяемые в качестве конструкционного материа-
ла в двигателе- и самолетостроении.

Высокопрочный сплав Til7 фирмы «Jeneral Electric»,
США, предназначен для изготовления дисков диаметром
450—750 мм [36, 39] и лопаток компрессора. В то же
время он может быть использован для получения мас-
сивных заготовок (диаметром 150 мм) с хорошими ха-
рактеристиками малоцикловой усталости на гладких и
надрезанных образцах.

Сплавы ВТ8, ВТ9, ВТ25 применяют для длительной
работы при 500 (ВТ8, ВТ9) и 550° С (ВТ25). В отожжен-
ном состоянии предел прочности перечисленных сплавов
обычно превосходит 100 кгс/мм2 при сохранении удовлет-
ворительной пластичности (см. табл. 8), уровень которой
в большей степени, чем у сплавов ВТ6 и ВТЗ-1, зависит
от структуры полуфабрикатов.

Сплав ВТ22 — конструкционный материал с наиболее
высоким пределом прочности в отожженном состоянии
(см. табл. 8), что достигается комплексным легировани-
ем титана Al, Mo, V, Cr, Fe. По структуре сплав ВТ22
можно отнести к псевдо-(3-сплавам, закаливающимся с
температур (3-области в определенных сечениях на (3-ра-
створ. Пластические характеристики сплава ВТ22 в
большой степени зависят от состава, а также режимов
деформации и термообработки [11, с. 71—74; с. 84—90;
с. 102—104].

Особенностью высокопрочных сплавов типа ВТ22 яв-
ляется также их высокая чувствительность к концентра-
торам напряжений [25]. Сплав ВТ22 предназначен для
длительной эксплуатации при температурах до 350° С.
Из него изготавливают массивные прессованные профили
постоянного и переменного сечения.

Среди зарубежных конструкционных материалов
можно выделить группу глубокопрокаливаемых двухфаз-
ных сплавов на основе системы Ti—Al—Sn—Zr—Mo (см.
с. 12), отличающихся содержанием Zr и Мо, а также
наличием Сг и Si. Сплав 6-2-4-2 применяют
в серийном производстве [43] для изготовле-
ния деталей, работающих при температурах до 500° С.
Сплавы 6-2-4-6 и 6-2-2-2-2 разработаны для получения
крупногабаритных полуфабрикатов; в отожженном со-
стоянии предел прочности их составляет 100—120 кгс/мм2
(см. табл. 6) [33, 37, 38, 44]. К этой же группе сплавов
относится сплав 6А1—6V—2Sn, имеющий достаточно вы-
сокие значения предела прочности в отожженном и тер-
моупрочненном состояниях (см. табл. 6), но низкую вяз-
кость разрушения.
^-сплавы

При закалке из (3-области эти сплавы имеют структу-
ру (3-раствора, в связи с чем в закаленном состоянии они
обладают низкой прочностью и высокой пластичностью.

(3-сплавы целесообразно применять после упрочняю-
щей обработки для работы при 150—200° С. Недостаток
большинства (3-сплавов — охрупчивание сварных швов
после старения. Достоинство (3-сплавов — возможность
формования закаленных деталей вхолодную с последую-
щим старением их на высокую прочность (ав=
= 1304-140 кгс/мм2). В СССР применяют два сплава с
(3-структурой — ВТ15 и ТС6 (см. табл. 3). Среди зару-
бежных известны четыре стандартных (3-сплава [33]:
B-120VCA (Ti—3Al— 13V—11 Cr); 0-111 (Ti—4,5 Sn-
—6Zr—11,5Mo); 8-8-2-3 (8Mo— 8 V—2 Fe—3 Al) и 0-C
(3 Al—8 V—6Cr—4 Mo—4Zr). В стадии разработки на-
ходится сплав Transage 129(2А1—11V — 2Sn—HZr).
Сплавы (З-Ш и 8-8-2-3 предназначены для изготовления
крепежа; сплавы В-120 VCA и Transage 129 могут иметь
ов^ 140 кгс/мм2 после упрочняющей термообработки
[33, 44]. В настоящее время (3-сплавы в качестве высоко-
прочного конструкционного материала используют огра-
ниченно, главным образом из-за сложности обеспечения
удовлетворительной пластичности в термоупрочненных
сварных швах.

2.	Г АЗОНАСЫЩЕНИЕ ПРИ НАГРЕВЕ И ДЕФОРМИРОВАНИИ

Специфическая особенность титана и его сплавов — высокая
склонность к газонасыщению при нагреве в воздушной среде [45—
47]. При электронагреве основным элементом, взаимодействующим
с титаном, является кислород [48]. Нагрев в газопламенных печах
наряду с более активным окислением вызывает, как правило, на-
водорожнвание титана [49].

Газонасыщение снижает качество полуфабрикатов на различных
этапах их изготовления. При получении изделий, деформирование
которых не сопровождается существенным обновлением поверхно-
стей, основное внимание должно быть направлено на уменьшение
газонасыщения при нагреве перед деформацией. Образование окали-
ны и хрупких газонасыщенных слоев на поверхности заготовок спо-
собствует растрескиванию деформируемого металла [50, 51], пре-
пятствует оформлению изделия и тем самым снижает коэффициент
использования металла вследствие необходимости предусматривать
значительные припуски на механическую обработку. Кроме того, на-
личие глубоких газонасыщенных слоев на поверхности полуфабрика-
тов значительно затрудняет механическую обработку, увеличивая из-
нос инструмента при точении в 10—15 раз по сравнению с получисто-
рым точением [48].
Окраска окисленных образцов из технического титана

S	Темпера				
и S	350	400	450	500	|	550
1	Исходный	Исходный	Исходный	Бледно- желтый	Темно- желтый
5	Металли- ческий	Желтоватый	Светло- желтый	Светло- коричневый	Фиолетовый
15	Желтоватый	Светло- желтый	Светло- коричневый	Коричнево- фиолетовый	Фиолетово- синий
30	Бледно- желтый	Темно- желтый	Коричневый	Фиолетовый	Синий
60	Светло- желтый	Желто- коричневый	Коричнево- фиолетовый	Фиолетово- синий	Голубой
180	Желтый	Светло- коричневый	Фиолетовый	Синий	Зеленоватый

ТАБЛ

Зависимость толщины окалины, образовавшейся при окислении

t, °C	Толщина окалины,			
	0,5	1	2	
800 900  1000 1100 1200	0,012  0,035  0,060 (0,10) 0,4 (0,13)	0,02 (0,015)  0,060 (0,090) 0,1—0,22 (0,15) 0,25 (0,15)	0,03  0,10 0,15—0,23 0,32	

Примечание. Цифры в скобках — данные работы [52].

При изготовлении точных, особенно тонкостенных полуфабрика-
тов, осуществляемом с интенсивным обновлением поверхностей, ре-
шающее значение приобретает окисление, протекающее в процессе
охлаждения готового изделия и вызывающее снижение его механи-
ческих свойств [52]. Кинетика окисления наиболее подробно изуче-
на на техническом титане [45, 47, 53—56]. При нагреве до 300—
350° С поверхность титановых образцов покрывается тонкой окисной
пленкой желтого цвета различных оттенков (табл. 9). Рост толщины
рдерки во времени (рис. 1,а), согласно [45, 53, 55], подчиняется ло-
ицА g

в зависимости от температуры нагрева [45]
тура, °C

	600	650	700	750	800	I 850
	Желто-	Коричнево-	Фиоле-	Голубо-	Зеленова-	Серый
	корич- невый	фиолетовый	товый	ватый	тый	блестящий
	Фиолето- во-синий	Голубой	Зелено- вато-фио- летовый	Красно- фиоле- товый	Серый блестящий	»
	Светло- голубой	Красно- фиолетовый	Грязно- фиолето- вый	Серый блестя- щий	То же	Светло- серый
	Зелено- вато- желтый	Светло- зеленый	Серый блестя- щий	То же	Серый матовый	»
	Желто- красный	Грязно- фиолетовый	То же	Серый матовый	Светло- серый	Беловатый
	Грязно- фиоле- товый	Серый блестящий	»	Светло- серый	Беловатый	Белая ока- лина, отде- лившаяся от металла

ИЦА 10

сплава ВТ1 [47] от температуры t и продолжительности т испытаний

мм, при т, ч

1	4	1 9	1	16	|	32
	0,005	0,017 (0,017)	0,029
0,05 (0,03)	0,075	0,10 (0,12)	0,25
0,19 (0,33)	0,25	0,30 (0,53)	—
0,19—0,26 (0,28)	0,25-0,30	—	—
0,36 (0,32)	0,39	—	—

гарифмическому закону. Повышение температуры нагрева до 600° С
сопровождается значительными изменениями в окраске окисной
пленки (см. табл. 9) и переходом от логарифмической к кубической
[53] или параболической [5b] зависимости роста толщины окисной
пленки от времени (рис. 1,6). Поглощение кислорода при нагреве
титана в интервале 600—800° С в течение ^30 ч описывается пара-
болической зависимостью [54—56] и характеризуется интенсивным
возрастанием толщины окисной пленки по мере увеличения продол-
жительности окисления (см. рис. 1,6). На начальной стадии окисле*
ния при Температурах выше 800° С действует параболический закой,
который затем переходит в квазилинейную зависимость. При этом
чем выше температура, тем при меньших выдержках наблюдается
переход к линейному закону. При всех температурах окисления ока-

титане от времени окисления т и температуры:
а — по данным [55]; б — по данным [45]

лина состоит из рутила с содержанием нескольких процентов низ-
ших окислов титана [45].

Характерная особенность высокотемпературного окисления —
протекание наряду с окалинообразованием процесса диффузии кис-

Рис. 2. Зависимость глубины
газонасыщенного слоя И сплава
ВТ1 от температуры t и време-
ни окисления Т [47]

Рис. 3. Схематические кри-
вые распределения микро-
твердости Н по глубине
газонасыщенного слоя при
температуре выше (/) и ни-
же (2) температуры поли-
морфного превращения,
Нц — твердость сердцевины
[47]
лорода в металлическую основу, приводящего к формированию под
окалиной газонасыщенных слоев. При 500—700° С глубина образу-
ющихся газонасыщенных слоев незначительна, а ниже 500° С рас-
творение кислорода в металле идет крайне медленно [53]. Основная
часть кислорода (~ 70%) содержится в окалине [47], однако глуби-
на газонасыщенного слоя, особенно при 1000—1200° С, значитель-
но превышает толщину окалины. Повышение температуры с 800 до
1200° С и увеличение продолжительности окисления приводит к за-
метному росту толщины окалины (табл. 10) и глубины газонасыщен-
ного слоя (рис. 2). Следует отметить, что при определенной выдерж-
ке глубина газонасыщенного слоя начинает резко возрастать при пе-
реходе в p-область, что можно объяснить значительно большим
коэффициентом диффузии кислорода в р-, чем в а-титане [52,
с. 131—143].

Согласно данным работы [47], основанным на результатах из-
мерения микротвердости, распределение кислорода по глубине газо-
насыщенного слоя неравномерно (рис. 3). Это особенно четко про-
является при анализе образцов, нагретых в p-области. Наиболее
обогащен кислородом тонкий приповерхностный слой (участок Bj
с микротвердостью до 500—700 кгс/мм2). Следующий за ним уча-
сток кривой с небольшим превышением твердости относительно ос-
новного металла при определенных режимах окисления может иметь
значительную протяженность и соответствовать толщине слоя с со-
держанием 2—0,15% (по массе) кислорода. На практике при оценке
толщины газонасыщенного слоя, удаляемого с поверхности, как пра-
вило, допускается остаточный слой, микротвердость которого не бо-
лее чем на 15% превышает твердость основного металла, поскольку
в этом случае его влияние на механические свойства изделий незна-
чительно [52, с. 116—130].

Кинетика окисления промышленных сплавов титана наиболее
подробно рассмотрена в работах [45; 48; 52, с. 108—115; 57]. Уста-
новлено, что при 900—1100° С сплавы ВТ6, ВТЗ-1, ВТ14, ВТ8, ВТ15
(рис. 4, 5) окисляются менее интенсивно, чем сплав ВТ1. При нагре-
ве до 1200° С сохраняется пониженная окисляемость сплавов ВТЗ-1
и ВТ8, устраняется различие в окислении сплава ВТ 15 и нелегиро-
ванного титана, а сплавы ВТ6, ОТ4-1 и ОТ4 окисляются более ин-
тенсивно. Данные работ [52, с. 108—115; 57] для сплава ВТ14 про-
тиворечивы. Следует также отметить аномальное возрастание окис-
ляемости сплавов ОТ4 и ОТ4-1, нагретых до 1000° С (рис. 5).
Аналогичное явление при нагреве до 1000°С обнаружено в работе
[54] на двойных сплавах системы Ti—Мп. Предполагается [45], что
марганец, попадая в окалину или скапливаясь в подокалинном слое,
изменяет соотношение коэффициентов термического расширения
слоев. Это приводит к растрескиванию и отслаиванию окалины при
достижении ею некоторой критической толщины, что способствует
развитию окисления.

Анализируя данные работы [52, с. 108—115], по толщине окали-
ны, получаемой в одинаковых условиях окисления, можно отметить,
что при всех режимах нагрева, особенно при небольших выдержках,
толщина окалины на техническом титане больше, чем на сплавах
ВТ8, ВТ14, ВТЗ-1 (табл. 11). Аналогичные результаты получены при
оценке глубины газонасьпценных слоев (рис. 6) Однако, по данным
[45], наиболее глубокие газопасьппенные слои при нагреве в интер-
вале 800—1200° С (т= 1 ч) образуются на сплаве ВТЗ-1.
Рис. 4. Кинетические кривые окисления (увеличения массы Дш) про*
мышленных титановых сплавов (52. с. 108—115] при 900 (а) и 1100° С

(0

Ат, г/и*

Рис. 5. Кинетические кривые окисления (увеличения массы Дт)
промышленных титановых сплавов при 900 (а), 1000 (б), 1100 (в)
и 1200°С (г) [57]:

/_ ОТ4-1; 2 —ВТ1-1; «3 —ОТ4; 4 — ВТб; 5—ВТ15; 6 — ВТ14

Расхождение в результатах исследований может быть связано
с комплексом факторов — неодинаковой обработкой поверхности об-
разцов, различием в составах сплавов, а также перераспределением
легирующих элементов в подокалинном слое.

Глубина газонасыщенного слоя и скорость окисления многоком-
понентных сплавов, как и технического титана, резко возрастают при
ТАБЛИЦА 11

Зависимость толщины окалины на промышленных сплавах
от температуры t и продолжительности т испытаний [52, с. 108—115]

t, °C	т, ч	Толщина окалины, мм, на сплавах			
		ВТ14	ВТЗ-1	ВТ8	ВТ1
900	1	0,03	0,01	0,03	0,015
	4	0,033	0,02	0,035	0,03
	16	0,045	0,035	0,055	0,12
1000	1	0,02	0,01	0,04	0,09
	4	0,04	0,04	0,075	0,33
	16	0,08	0,13	0,13	0,53
1100	0,5	0,03	0,04	0,06	0,10
	1	0,04	0,08	0,07	0,15
	4	0,12	0,17	0,15	0,28
1200	0,5	0,055	0,11	0,075	0,13
	1	0,07	0,12	0,09	0,15
	4	0,30	0,31	0,18	0,32

нагреве в p-области (см. рис. 6). При этом содержание кислорода в
поверхностном слое образцов, нагретых в p-области, в 5—15 раз мо-
жет превышать его концентрацию, получаемую после нагрева в а+

Рвс. 6. Зависимость глубины газонасыщеииого слоя И промыш-
ленных титановых сплавов от температуры t н времени окисле-
ния [52, с. 108-115]:
а — т-1 ч; б — т-4 ч
Рис. 7. Зависимость содержания
кислорода в поверхностном слое
образцов сплава ВТ9 от температу-
ры нагрева в течение 1 ч; L — рас-
стояние от поверхности образца
1481:

/ — 1150; 2—1050; 3 — 950° С

4-P-области (рис. 7). Следует отметить, что при переходе в р-область
наряду с окислением начинает протекать процесс наводороживания
металла. Однако содержание водорода остается в пределах допу-
стимых норм [48].

Окисляемость титановых сплавов зависит от их структуры и фа-
зового состава. В а-сплавах диффузия кислорода через слой окали-
ны идет сплошным фронтом, в двухфазных сплавах, особенно с пла-
стинчатой структурой, — избирательно, преимущественно по грани-
цам и через пластины а-фазы [50].

Высокая химическая актив-
ность титана при его нагреве в
воздушной среде предопределяет
необходимость разработки меро-
приятий, уменьшающих газонасы-
щение металла в процессе произ-
водства полуфабрикатов. ХУмень-
шение газонасыщения при нагреве
перед деформацией может быть
достигнуто сокращением времени
пребывания нагреваемого металла
при высоких температурах, а так-7
же путем использования защит-
ных покрытий.^

По данным работы [58], уско-
ренный электроконтактный нагрев
заготовок позволяет при 1100°С в
30—35 раз уменьшить глубину га-
зонасыщенного слоя по сравнению
с печным нагревом.

В настоящее время известны
разнообразные металлические за-
щитные покрытия на основе алю-
миния [59], хрома [60], молибде-
на [61], никеля [62], однако бо-
лее широкое применение в прак-.
тике горячей обработки давлением
титановых сплавов нашли стекло-
видные покрытия, служащие одно-
временно смазкой [48, 49, 51, 63—65]. Для деформации при 850--
1200° С разработана широкая номенклатура защитно-смазочных эма-
лей и стекол, основными стеклообразующими компонентами которых
являются SiO2; SiO24-B2O5; Al2O34-SiO2; AhOs+BzOs+SiO^ Работа
покрытий в качестве смазок подробно описана в гл. II. В настоящем
разделе кратко рассмотрим защитные свойства некоторых использу-
емых в промышленности стеклопокрытий. По данным работы [51],
нанесение покрытия толщиной 120—150 мкм из шликера эмали
ЭВТ-8 состава (в частях): 30SiO2; 5Р2О5; 20КгО; 7,5ТЮ2; 7,5А1гОз;
2,5MgO; 20В2О3; 7,5Ni2O со связкой из поливинилового спирта на
поверхность заготовок из сплава ВТЗ-1, штампуемых при 950—
1000° С, позволило уменьшить глубину газонасыщенного слоя в 3—
4 раза и изготовить диски компрессора с уменьшенными технологи-
ческими припусками. Эмаль марки ЭВТ-21 при тех же температурах
деформирования также обеспечивает уменьшение окисления сплава
ВТ8 по сравнению с образцами без покрытий (рис. 8, а) [48, 65].
При этом глубина газонасыщенного слоя уменьшается на 45%.
Для штамповки сплавов ВТ8, ВТ9 в 0-области (1150—1200* С)
рекомендуются эмали ЭВТ-10, ЭВТ-50-9, позволяющие снизить окис-
ление в 20—60 раз (рис. 8,6), уменьшить величину микротвердости
поверхности (рис. 9) в 1,5 раза и глубину газонасыщенного слоя
более чем в 10—15 раз. Дополнительное снижение окисляемости в
указанном интервале температур достигается при использовании

Рис. 8. Зависимость увеличения массы Д/н образцов
сплавов ВТ8 и ВТ9 от условий нагрева:

а —сплав ВТ8, /=950° С [^65|; б —сплав ВТ9, /-1150° С

1 — нагрев без покрытий в электропечи; 2 — то же. в
газовой печи; 3 — нагрев с покрытием эмалью ЭВТ-21 в
электропечи; 4 — нагрев в газовой печи с покрытием
эмали ЭВТ-10, ЭВТ-50-9; 5 — нагрев в электропечи с по-
крытием эмали ЭВТ-10, ЭВТ-50-9

комбинированных стеклокерамических покрытий, состоящих, напри-
мер, из слоя окиси алюминия и слоя эмали (рис. 9). Применение
алюмоборосиликатных стекол № 36, 4—11 и 100 при нагреве под
штамповку до 850—1200° С полностью исключает окалинообразова-
ние, снижает в 2—3 раза глубину газонасыщенного слоя и в 1,5—
2,5 раза повышает стойкость инструмента [64].

В отличие от нагрева перед штамповкой необходимость защиты
заготовок от окисления при нагреве перед прессованием в значи-
тельной степени зависит от технологии изготовления изделия. В этой

Рис. 9. Зависимость микротвердости
“ц в поверхностном слое образцов
сплава ВТ8 от условий нагрева при
/=1150° С, т=4 ч [65]Г
1 — без покрытия; 2 — с покрытием
эмалью ЭВТ-50-9; 3 — со стеклокерами-
ческим покрытием (А12Оз+ЭВТ-50-9)
СёяЗи рассмотрим несколько основных схем получения профилей, при
которых, по-видимому, вполне допустим электронагрев заготовок без
специальных защитных мер. При производстве профилей с припуска-
ми для последующей механической обработки со стеклошайбами по
способу Сежурне [66, 67] температура нагрева перед прессованием,
как правило, не превышает температуры а+р^р-перехода (850—
1000°) [68—70], а общее время нагрева в индукторах или электро-
печах сопротивления колеблется в интервале 10—100 мин. Суммар-
ная толщина окалины и газонасыщенного слоя, образующихся при
этих условиях нагрева, составляет 0,02—0,8 мм (см. с. 27, рис. 6).
Эта величина не превышает глубины подстуживаемого в контейнере
внешнего слоя заготовки [71], в котором в результате неравномер-
ного его утонения и растрескивания с заполнением трещин стеклом
из смазочных шайб образуются поверхностные дефекты [72]. Глу-
бина дефектов 0,5—0,6 мм, т. е. значительно меньше припусков на
механическую обработку. Следовательно, в рассмотренном случае
нагрев заготовок в защитной среде или с защитными покрытиями не
является эффективным способом улучшения качества прессованных
профилей, поскольку не устраняется основная причина появления
поверхностных дефектов. Кроме того, по данным работ [63, 73],
предварительное нанесение на поверхность заготовки алюмосиликат-
ного стекла, имеющего наилучшие смазочные свойства при прессова-
нии профилей с припусками на механообработку, приводит к допол-
нительному насыщению кислородом поверхностных слоев металла
благодаря взаимодействию с двуокисью титана, содержащейся в
стекле.

При прессовании без стеклошайб, или с «рубашкой», применя-
емом для изготовления точных сплошных и полых тонкостенных про-
филей [74], также допускается электронагрев заготовок без спе-
циальной защиты от окисления, особенно при использовании индук-
торов. Это обусловлено тем, что в процессе деформирования
поверхностный окисленный слой заготовки почти полностью остается
в «мертвой» зоне, или в «рубашке», а внешняя поверхность профилей
формируется из внутренних неокисленных объемов металла. Окисле-
ние протекает при остывании изделия, приводя к образованию по-
верхностного газонасыщенного слоя глубиной до 100 мкм при сред-
ней статистической его величине 50—60 мкм [75].

Один из рациональных способов уменьшения окисления — при-
менение ускоренных способов охлаждения изделия, выходящего из
очка матрицы, инертным газом или сжатым воздухом.

Таким образом, при электронагреве заготовок перед прессова-
нием в большинстве случаев не требуется специальная защита от
окисления. Однако в некоторых работах [70], в которых использо-
ваны несколько иные технологические схемы изготовления профилей,
указано на необходимость применения при нагреве защитных сред.

3.	СОПРОТИВЛЕНИЕ ДЕФОРМАЦИИ

Согласно работе [76], сопротивление деформации представляет
собой напряжение одноосного растяжения или сжатия в условиях
развитой пластической деформации и численно равно интенсивности
напряжений:

$д = at- — X

И 2
х (ож - °!,)2 + (°у - °г)2 + (°г - ах)2 + 6 (т?у + ^уг +
или в главных напряжениях:

5Д --= at = —tzt V(oi — а2)2 + (а2 — as)2 + (а3 — nJ2. (la)

V2

Естественно, при линейном напряженном состоянии

о2 = Пз = ° и 5д = (Ji = Oi.	(2)

Процессы растяжения или сжатия, наиболее часто используемые
для определения величины 5Д, имеют ряд недостатков и ограниче-
ний, к основным из которых можно отнести следующие.

При растяжении:

а)	соотношение О2=0з=О справедливо только в период равно-
мерного удлинения образца, т. е. до начала образования шейки;

б)	величина деформации, соответствующая равномерному удли-
нению, не превышает 10—15%;

в)	скорость деформации при растяжении образца с постоянной
скоростью движения зажимов переменна и уменьшается пропорцио-
нально увеличению длины образца в процессе растяжения.

При сжатии:

а)	зависимость 02=^3=0 справедлива при полном отсутствии
трения на контактных поверхностях, что практически неосуществимо;

б)	величина равномерной деформации не превышает 20—25%;

в)	скорость деформации является величиной переменной, увели-
чивающейся пропорционально уменьшению высоты образца.

Для определения сопротивления деформации металлов и спла-
вов в настоящее время широко применяют пластометры, оснащенные
устройством, позволяющим проводить испытания образцов с посто-
янной или любой наперед заданной скоростью деформации в течение
всего процесса деформирования.

Однако основной недостаток рассматриваемых процессов — ма-
лые величины равномерной деформации — естественно, остается и
при испытании на пластометрах.

Опубликованные данные по сопротивлению деформации титано-
вых сплавов при различных температурно-скоростных параметрах
довольно ограниченны и в основном исчерпываются работами [72,
с. 80—83; 77—81, с. 87—88; 82].

В работе [77] изложены результаты исследования 5Д сплавов
ОТ4-1, ВТЗ-1, ВТ16 при температурах 800, 900, 1000 и 1100° С и ско-
ростях деформации 0,1; 10; 100 с-1. На кривых истинных напряже-
ний третьего вида (е=1пц) (рис. 10) видно, что максимальная сте-
пень деформации 1п ц составляет 0,5—0,6, а характер кривых пока-
зывает, что независимо от температуры и скорости деформации
максимум значений 5Д наблюдается при небольшой величине дефор-
мации (0,05—0,15). Кроме того, при увеличении степени деформации
выше указанных значений величина <$д снижается и тем интенсивнее,
чем выше скорость деформации.

Аналогичные результаты получены в работах [72, с. 80—83;
80—81, с. 87—88; 82J при исследовании сопротивления деформации
сплавов ОТ4, ВТ8, ВТ14, ВТ22.
о
Однако в работах [72, с. 80—83; 82] для некоторых титановых
сплавов при относительно низких температурах испытаний (400—
600° С) и значениях е=2,7« 10-34-10 с-1 кривые истинных напряже-
ний второго вида (е=ф) не имеют максимума и свидетельствуют
о постоянном возрастании 5Д с повышением степени деформации.
При этом интенсивность возрастания 5Д тем выше, чем больше ско-
рость деформации и ниже температура.

Сопоставление значений 5Д, полученных различными исследова-
телями, показывает их количественное расхождение. Различия в зна-

чениях 5Д, полученных в рабо-
тах [78] и [81], по-видимому,
объясняются тем, что были ис-
пользованы принципиально от-
личающиеся методики испыта-
ний. В работе [81, с. 87—88]
исследования проводили на
пластометре, и скорость дефор-
мации изменяли только путем
изменения скорости движения
захватов. При динамических
испытаниях в работе [78] об-
разцы разрывали при помощи
специального приспособления,

Рис. 11. Зависимость предела прочно-
сти титановых сплавов ав от темпера-
туры испытания t

установленного на цепном во-
лочильном стане, и из-за не-
возможности регулирования в
широких пределах скорости

движения цепи скорость дефор-
мации варьировали путем изменения длины образца.

В большинстве рассмотренных работ кривые 5д(е) показывают
максимум при степенях деформации 0,1—0,3. Однако в процессах

прессования величина в несоизмеримо выше, чем при испытаниях,
результаты которых используют для построения диаграмм истинных
напряжений. Эти диаграммы не позволяют непосредственно опреде-
лить величину $д, соответствующую термомеханическим условиям
процесса прессования. Поэтому в работе [83] предложено принять
за расчетное сопротивление деформации в конце пластической зоны
значение 5Д, равное максимуму на кривой 5д(е), считая, что при
высоких степенях деформации, имеющих место при прессовании, зна-
чение $д будет всегда меньше 5ДШах.

Таким образом, принимается, что при степенях деформации, пре-
вышающих те, при которых получен максимум, величина 5Д не за-
висит от степени деформации и может быть представлена как функ-
ция только двух переменных: температуры и скорости деформации.

В работе [84] при расчете 5Д предложено другое допущение —
сопротивление деформации в начале пластической зоны 5Д я реко-
мендуется принимать равным пределу прочности при заданной тем-
пературе в условиях статических испытаний. Зависимость предела
Прочности <ув некоторых титановых сплавов от температуры испы-
таний приведена на рис. 11. Величину сопротивления деформации в
конце пластической зоны 5Д к рекомендуется определять с учетом
скоростного коэффициента С, величина которого, как установлено
в работе [84], при определенных температуре и скорости деформа-
ций для всех титановых сплавов практически постоянна.
В работе [84] среднее значение сопротивления деформации
предлагается определять как среднее геометрическое начального и
конечного значений. При этом

5д.ср — 1^"$д.н ^д.к — ^д.н £ — ^в.стат

(3)

Однако более точным, как показано в работах [85, 86], является
определение 5Д Ср по средневзвешенному начального и конечного
значений:

5д.Ср —

С$д,н Гн + ^Д.К Fk)

Fh + Fk

(4)

где FH и Гк — поперечные сечения соответственно начала и конца
пластической зоны.

После преобразований, учитывая, что Гн = Гкр, и 5Д.К=5Д НС, по-
лучаем:

п 5д.н(н + С)

5д*ср = И + 1

(5)

В работах [72, с. 80—83; 77—81, с. 87—88; 82], посвященных ис-
следованию сопротивления деформации титановых сплавов, расчет
ведется по главной деформации удлинения. Это корректно при рав-
номерном растяжении образца, когда изменение его длины одно-
значно характеризует изменение размеров поперечного сечения. Од-
нако стадия равномерного удлинения охватывает только область от-
носительно малых деформаций и сменяется стадией сосредоточенной
деформации в шейке образца. При этом расчет по главной дефор-
мации удлинения, являясь осредненным по всей длине образца, не
определяет истинных величин деформации в шейке, которые значи-
тельно выше, чем подсчитанные из условий равномерного удлинения.
Поэтому при построении кривой упрочнения необходимо учитывать
неравномерность деформации по длине образца.

Впервые это отмечено в работе [87]. Авторы показали, что фор-
ма образцов при растяжении может быть аппроксимирована в виде
двух усеченных конусов. Этот метод расчета применен в работах*
[83; 88—91, с. 56, 57].

Однако проведенный авторами анализ геометрии образцов спла-
ва ВТ22 после разрыва, а также при затормаживании процесса рас-
тяжения при малых скоростях показал, что форма образцов в ряде
случаев существенно отличается от фигуры, образованной двумя
усеченными конусами. Поэтому был проведен расчет величины со-
противления деформации при различных законах изменения образу-
ющей образца на стадии сосредоточенной деформации. При этом
принято, что образец на этой стадии имеет форму тела вращения,
ось которого совпадает с осью образца. Тогда в общем случае его
объем выражается зависимостью:

ь	ь

V	=f Fxdx = dx.	(6)

а	а

Для оценки истинной формы растянутого образца приняты тела
вращения, образующие которых выражаются следующими зависимо-
стями:

у = ах-\- bt

(7)
У = ах2,

y = Ktf2-(*-Xo)2

(8)

(9)

при (R—хо)^х^О и /?—Хо<О.

При вращении этих образующих вокруг оси у получаются соот-
ветственно конус, параболоид и сферическая бочка.

Объемы указанных тел вращения выражаются зависимостями:
для конуса

=	(10)

для параболоида

уа = -^-пт-	(П)

4

для бочки

«Л (20® + d»).	(12)

1Z, о

На рис. 12 представлены схемы деформации образца при растя-
жении на сосредоточенной стадии, когда образующая имеет форму
наклонной прямой (см. рис. 12, а), параболы (см. рис. 12, б) и дуги
окружности (см. рис. 12, в). При этом объем образца на промежу-
точной стадии деформации может быть выражен соотношениями:

зт/

V	1 = V + уук, = V [Do + 4+D0 d4>]:	<13>

^=% + ^уП1= y^+4)'.	W

л/

^з= ^. + ^, = 771(2^ + 4).	(15)

Принимая во внимание закон постоянства объема и равенство
площадей оснований рассматриваемых тел, показанных на рис. 13,
можно аналитически определить методами усеченных конусов, усечен-
ных параболоидов и сферических полубочек показатели деформации,
необходимые для расчета сопротивления деформации.

Предложенные методы расчета основаны на некоторых допу-
щениях:

—	диаметры образца у кернов, ограничивающих рабочую длину
образца, в конце стадии равномерного удлинения и после полного
разрыва практически равны между собой;

—	деформация образца после равномерного удлинения происхо-
дит по закону тел вращения, объемы которых заданы зависимостя-
ми (13) — (15).

Таким образом, с учетом принятых допущений, методы расчета
сводятся к следующему.




z/*iv

z/°i

Рис. 12. Схема деформации образца при растяжении
i. Основные геометрический показатели дёформации определя-
ем по начальному диаметру do и замеренным у кернов диаметрам
образца после разрыва di и dz:

а)	средний диаметр образца у кернов после разрыва

= № + <«/2;	(16)

б)	относительное сужение образца на стадии равномерного рас-
тяжения (до начала образования шейки)



в)	абсолютное равномерное удлинение
образца

AZp=Z0(d0* 2 3/4-l)=/0((lp-l);

(18)

г)	площадь сечения образца у кернов
в конце стадии равномерного растяже-
ния

Fp = *4/4.	(19)

Рис. 13. Схема деформации
образца до разрыва при раз-
личных закономерностях из-
менения образующей:

/ — сферическая полубочка;

2 — усеченный параболоид;

3 —усеченный конус

(17)

По величине абсолютного равномерного удлинения образца на
индикаторной диаграмме находим усилие растяжения Рш, соответ-
ствующее началу образования шейки, а затем истинное напряжение,
соответствующее началу образования шейки

«ш = Рш/рр-	(2°)

2. После расчета значений истинных напряжений, соответствую-
щих началу образования шейки, начиная со значения конца равно-
мерной деформации, задаемся величиной относительного сужения
большей, чем величина, имеющая место к началу образования шейки
(ф=20; 30; 40; 50% и т. д.), и определяем, какое удлинение Д/$
должен иметь образец, деформируясь по двум усеченным конусам
(см. рис. 12,а), по двум усеченным параболоидам (см. рис. 12,б) и
двум сферическим полубочкам (см. рис. 12,в), если его минималь-
ное сечение будет соответствовать заданному ф.

Из условия постоянства объема определяем Д/$ для представ-
ленных на рис. 12 схем деформации образца. При этом будем иметь
по две зависимости для каждой схемы. Одну зависимость без вы-
деления равномерного удлинения Д/р, другую с выделенным Д/р.
Таким образом, имеем:
для схемы усеченных конусов

Ач='р

(*₽+<** )*-*₽*♦

dp-r^4-dp4l>

1 + azp;

для схемы усеченных параболоидов
/	2D2	\

\dP + d*	7

/	2d2	\

д'*=м^ту_1 +д/’:
\dp+d*	/

для схемы сферических полубочек

А'*='о

А'ф='₽

зр2 t

3d2

_ (2^р + ^ф)

-I +Д/р.

где в формулах (21—26)

d4>" do

1 —— = — Кюо—л.

100	10	Т

(21)

(22)

(23)

(24)

(25)

(26)

(27)

Зависимости (21—26) позволяют при известной длине образца
после испытаний определить величину общей степени деформации,
достигнутой при его растяжении.

На рис. 14 представлена зависимость ф—Д/.ф, рассчитанная раз-
ными методами. На этом рисунке видно, что при расчете методом
равномерного удлинения максимальная степень деформации может
составить 35% (точка Г), при расчете методом усеченных конусов
62% (точка В), усеченных параболоидов 67%, (точка Б), сфериче-
ских полубочек 88% (точка Л).

Для установления истинной формы образца на стадии сосредо-
точенной деформации был проведен анализ геометрии большого
числа образцов (более 50) после разрыва и определен их диаметр,
соответствующий различной заданной степени деформации.

Результаты, приведенные в табл. 12, показывают, что наимень-
шее отклонение минимального диаметра образца от теоретического
обеспечивает расчет методом сферических полубочек. Это хорошо
иллюстрируется близко расположенными кривыми 4 и 5 на рис. 15,
где показано изменение теоретических и фактических значений диа-
метра образца, полученных замером при значениях Д/^, рассчитан-
ных различными методами.
Рис. 14. Зависимость относительной деформации ф от абсолютного удли-
нения Д/ф при различных закономерностях изменения образующей:

/ — полубочка; 2 — усеченный параболоид; 3 — усеченный конус; 4 — ци-
линдр

Рис. 15. Зависимость диаметра образца
от его абсолютного удлинения

Д/^ при различных закономерностях
изменения образующей:

/ — цилиндр; 2 — усеченный конус; 3 —
усеченный параболоид; 4 — сферичес-
кая полубочка; 5 — фактическое изме-
нение диаметра

Рис. 16. Кривые истинных напряже-
ний третьего вида, построенные ме-
тодами:

/ — сферических полубочек; 2 —
усеченных параболоидов; 3 — усе-
ченных конусов; 4 — равномерного
удлинения

-п
ТАБЛ

Отклонения теоретических <*фтеори фактических d$ значений диаметра

	Fo	^ф теор*	Методы					
			равномерного удлинения			усеченных		
ф, %	‘"'Ч	'мм	Д/ф, мм	4ф, ММ	^010»	А/ф, мм	v мм	
								
5	0,048	4,87	1,1	4,8	1,4	1,1	4,8	
10	0,104	4,74	2,8	4,3	9,3	1,9	4,6	
20	0,223	4,47	6,28	3,4	24,0	3,4	4,1	
30	0,357	4,17	10,9	2,4	42,0	5,3	3,6	
40	0,513	3,88	—	—	—	7,3	3,2	
50	0,693	3,54	—	—	—	9,7	2,6	
60	0,916	3,16	—	—	—	12,8	2,0	
70	1,203	2,74	—	—	—	—	—	
80	1,609	2,23	—	—	—	—	—	
90	2,302	1,58	—	—	—	—	—	
100	0	0	—	—	—	—	—	

ТАБЛ

Пример расчета сопротивления деформации

F.  ,П7Г	<*ф теор» мм	Гф, мм	А1ф» мм			
			усеченных конусов	усеченных параболои- дов	сферических полубочек	
0,05	4,87	18,1	1,1	1,1	1,1	
0,10	4,74	17,3	1,9	1,7	1,5	
0,22	4,47	15,7	3,4	3,3	2,5	
0,36	4,17	13,8	5,3	5,1	3,7	
0,51	3,88	11,8	7,3	7,0	5,0	
0,69	3,54	9,8	9,7	9,2	6,5	
0,91	3,16	7,8	12,8	11,7	8,3	
1,20	2,74	5,9	—	—	9,8	
1,61	2,23	3,9	—	—	12,1	

Примечание. Температура испытаний 900° С; скорость деформации

Дальнейшие расчеты проводим следующим образом.

По формулам (25) и (26) находим AZ^. После определения AZ$
по индикаторной диаграмме P=f(AZ$) определяем усилие Р^, соот-
ветствующее заданной деформации, и площадь сечения в заданной
точке:

/V'V1”*)-	(Я
ИЦА

образца (Zo=25 мм, мм) при расчете Д/ф различными Методами

расчета

	конусов	усеченных параболоидов			сферических полубочек		
	<Чг аФ -100	Д/ф, мм	(/ф, мм	^100	Д/ф, мм	</ф, мм	^100
	1,4	1,1	4,8	1,4	1,1	4,8	1,4
	2,9	1,8	4,6	2,9	1,6	4,7	1,2
	8,2	3,3	4,2	6,0	2,5	4,4	1,6
	13,7	5,1	3,75	10,0	3,7	4,1	1,7
	17,5	7,0	3,35	13,7	5,0	3,8	2,1
	25,0	9,2	2,8	19,4	6,5	3,5	1,2
	36,6	11,7	2,3	28,8	8,3	3,1	1,9
	—	—	—	—	9,8	2,7	1,4
	—	—	—	—	12,1	2,2	1,3
	—		—	—	—	—	—
	—	—	—	—	—	—	—

ИЦА 13

сплава ВТ22 различными методами

	Рф, кгс			$д, кгс/мм*		
	усечен- ных конусов	усеченных параболоидов	сферических полубочек	усеченных конусов	усеченных параболоидов	сферичес- ких полу- бочек
	72,5	72,5	72,5	4	4	4
	156	156	130	9	9	7,5
	302	306,5	275	19,3	19,5	18,2
	270	272	300	19,7	19,9	21,9
	236	240	281	20,1	20,3	23,8
	193	206	259	19,7	21,1	26,4
	102	146	235	13,2	18,8	30,2
	—	—	211	—	—	35,8
	—	—	157	—	—	40,4

2.5 с исходный днаметр образца 5 мм; исходная длина образца 25 мм.

Затем определяем текущую величину истинного напряжения:

5Д=Р^/^.	(29)

Пример типового расчета различными методами по одному об-
разцу приведен в табл. 13, по данным которой (рис. 16) построены
кривые истинных напряжений третьего вида.

Анализ кривых истинных напряжений показывает, что расчет
методом равномерного удлинения, наиболее распространенный на
Рис. 17. Кривые истинных напряжений третьего вида для сплава ВТ22
при различных температурах и скоростях деформации:

а —900; 6 — 950; в— 1000; г— 1050; д — П00; е— 1150° С;

1 — ё=5; 2 — е=2,5; 3-е-1,5; 4 — ё=0,5 с-1

практике, позволяет определить значения 5Д только при очень ма-
лых величинах деформации (In 0,4). Методы усеченных конусов
и усеченных параболоидов позволяют определить 5Д уже при более
высоких степенях деформации (In ц=0,854-0,87), причем значения
5Д, рассчитанные двумя последними методами, примерно одинаковы.
При расчете методом сферических полубочек величины степеней де-
формации, для которых надежно определяются 5Д, имеют макси-
мальные значения (In ц= 1,54-1,6).

Таким образом, теоретический анализ процесса деформации
образца при растяжении и ряд результатов экспериментальных дан-
пых позволяют рекомендовать методы расчета 5Д, учитывающие из-
менение формы образца на стадии сосредоточенной деформации.

В качестве примера на рис. 17 приведены результаты расчета
методом сферических полубочек сопротивления деформации высоко-
прочного титанового сплава ВТ22 в интервале температур 900—
1150° С и скоростей деформации 0,5—5 с-1, что полностью охваты-
вает температурно-скоростной диапазон прессования титановых
сплавов.

4. ТЕПЛОВОЙ ЭФФЕКТ ДЕФОРМАЦИИ

Процессы деформации титановых сплавов сопровождаются зна-
чительным выделением тепла [92, 93], величина которого и условия
теплообмена заготовок с инструментом (рис. 18) определяют истин-

ную температуру металла в очаге
деформации и тем самым оказы-
вают решающее влияние на фор-
мирование структуры и уровень
свойств деформированных полу-
фабрикатов. Теоретическая и экс-
периментальная оценка темпера-
турного поля при прессовании ти-
тановых сплавов связана с боль-
шими трудностями вследствие не-
избежной неравномерности дефор-
мации по объему пластической зо-
ны и больших различий в темпе-
ратурах металла и контейнера, что
дополнительно усугубляется весь-
ма низкой теплопроводностью ти-
тана. В связи с изложенным на

Рис. 18. Распределение источников
тепла при прессовании [96]:

1 — контейнер; 2 — пуансон; 3 — из-
делие; 4— матрица. Заштрихован
участок выделяемого тепла

практике, как правило, ограничи-
ваются оценкой среднего прироста
температуры в очаге деформации, что дает общее представление о
температуре обжимающей части пластической зоны.

Расчет подъема температуры в очаге деформации зависит от
условий прессования и наиболее прост для адиабатического процес-
са [92]. В этом случае, предполагая, что вся работа деформации
переходит в тепло и доля скрытой энергии, остающейся в металле,
составляет не более 1—3% [94], подъем температуры в пластической

зоне можно рассчитать по формуле

Д/ = р/427ср.

(30)

где р — удельное усилие деформирования;

с — удельная теплоемкость материала в интервале температур
деформации;

р — плотность.

В действительности определенная доля измеряемого удельного
усилия прессования р расходуется на преодоление сил трения при
скольжении заготовки в контейнере. Эта величина максимальна при
прессовании без смазки и не превышает 10—20% удельного усилия
в условиях деформирования с рациональными смазками.

Формулу (30) можно использовать для определения среднего
прироста температуры при прессовании титана, осуществляемого в
йромышленйых условиях со скоростйМи >60 мм/с. При этом Дли-
тельность пребывания металла в обжимающей части пластической
зоны не превышает долей секунды. В работах [95, 96] для алюминие-
вых сплавов показано, что нарушение адиабатических условий на-
блюдается при значительно более низких скоростях прессования
(<25 мм/с). Кроме того, необходимо учитывать, что теплопровод-
ность алюминия значительно выше, чем титана.

Расчет подъема температуры в пластической зоне при прессова-
нии титана с нагревом ниже температуры полиморфного превраще-

W 600 800 t,°C

Рис. 19. Зависимость удельной теплоемкости ср сплавов ВТ1
(слева) и ВТЗ-1 (справа) от температуры:

/ — по данным [97]; 2 — по данным [98]; 3 —отжиг при
870° С, охлаждение в печи до 650° С, 2 ч, охлаждение иа
воздухе [99]; 4 — то же, вакуумный отжиг при 960° С, ох-
лаждение с печью в вакууме [99]

ния усложняется резким изменением теплоемкости при температурах
500—особенно заметным вблизи температуры перехода
[31, 97]. Кривые температурной зависимости истинной теп-
лоемкости и ее абсолютные значения определяются содержанием
примесей, легированием и термообработкой сплава (рис. 19). По дан-
ным работ [97—99], при нагреве технического титана начиная с
800° С отмечается скачкообразное увеличение теплоемкости, связан-
ное с полиморфным превращением. Максимальные значения истин-
ная теплоемкость имеет при 880—900° С [~0,62 кал/(г«°С)]. По ре-
зультатам различных работ скрытая теплота превращения состав-
ляет 670 [31, 97] —850 кал/моль [46], что значительно превосходит
аналогичную величину при a^ty-превращении железа.
Повышение температуры в 0-области практически не влияет на
величину истинной теплоемкости титана; по данным [98], она равна
0,193, а по данным [97], 0,216 кал/(г«°С).

В табл. 14 приведены значения средней удельной теплоемкости
и коэффициента К(1/427ср), вычисленные по данным работы [97]
для нескольких температурных интервалов, возможных при прессова-
нии технического титана. Для температур 750—950° С теплоемкость
рассчитывали исходя из изменения энтальпии в рассматриваемом
диапазоне температур. Из табл. 14 следует, что в зависимости от
параметров при деформировании технического титана ниже темпе-
ратуры полиморфного превращения или с окончанием процесса в
0-области величина коэффициента К может изменяться от 1,95 до
2,8 мм2*°С/кг, что должно привести к нарушению пропорционально-
сти между величинами тепловыделения и сопротивления деформации.

ТАБЛИЦА 14

Зависимость средней удельной теплоемкости и коэффициента
К—1/427 ср технического титана от температурного интервала
деформирования

Фазовый состав металла		Температура, °C		Энтальпия, кал/г			Средняя удельная теплоем- кость в интервале темпера- тур кал/(г °C)	К, мм’ °С/кг
до начала прессования	в пластичес- кой зоне	до начала прессования |	в пластичес- кой зоне	I а-'	7 uF	£		
а	а	750	800	107,5	117,0	9,5	0,184	2,8
	а+0	750	850	107,5	129,5	22,0	0,197	2,62
	а+0	750	900	107,5	145,5	38,0	0,250	2,03
а	₽	750	950	107,5	160,5	53,0	0,264	1,95
р	₽	>900	—	—	—	—	0,216	2,44

При этом линейная зависимость прироста температуры в очаге де-
формации от натурального логарифма вытяжки, характерная для
большинства материалов [96, 100], сохраняется только при прессо-
вании титана в 0-области. Указанное положение проиллюстрировано
расчетными кривыми на рис. 20, а. Они построены с использованием
вычисленных значений удельной теплоемкости, по данным работы
[97], и результатов экспериментальных измерений величины усилия
в установившейся стадии (рис. 20,6) для двух вариантов адиаба-
тического прессования прутков диаметром 80—15 мм (ц=2,7-ь59,9)
из технического титана, проведенных с нагревом заготовок до 750
(a-область) и до 1000°С (0-область). Скорость прессования прутков
составляла 100—150 мм/с; смазка — жидкое стекло с графитом.

Согласно данным металлографического анализа, при прессова-
нии прутков по первому варианту (750° С) температура металла в
очаге деформации во всех исследованных случаях не превышала
температуру полиморфного превращения (900° С), т. е максимальный
прирост температуры составлял не более 150° С. Следовательно,
с увеличением вытяжки температура металла в пластической зоне
возрастала от 750 до 900° С. При оценке прироста температуры для
каждой степени деформации использовали метод последовательных
приближений, по которому производят расчет с, К и Д/ для пред-
полагаемого температурного интервала деформирования и последу-
ющую корреляцию с и К до совпадения предполагаемых и расчет-
ных значений Д/.

Рис. 20. Зависимость прироста температуры Д/ (а) и вели-
чины давления р (б) при прессовании прутков сплава ВТЫ
(и = 100-И50 мм/с) от вытяжки 1п ц:

1 — температура нагрева заготовок 750° С; 2 — то же, 1000° С

При расчете прироста температуры для обоих вариантов прессо-
вания использовали следующие допущения:

1)	температуру начала деформации принимали равной темпе-
ратуре нагрева заготовок, поскольку подстуживание при транспорти-
ровке заготовки из печи к прессу (t^25 с) и во время подпрессов-
ки наблюдается только в тонких периферийных слоях толщиной
мм;

2)	потери на трение и тепло, связанное с работой сил трения,
не учитывали. При высокоскоростных процессах, осуществляемых с
большим градиентом температур деформируемого металла и ин-
струмента (например, при прессовании титана), тепло, выделяемое
в результате работы сил трения, в значительной степени уносится
прессуемым изделием, не оказывая заметного влияния на температу-
ру металла в пластической зоне.

На основании расчетов (см. рис. 20, а) можно сделать также
вывод, что при прессовании технического титана ниже температуры
полиморфного превращения наиболее заметное возрастание тепловы-
деления следует ожидать при увеличении вытяжки в диапазоне 3—
10. Изменение вытяжки от 10 до 60 в значительно меньшей степени
влияет на величину тепловыделения

Аналитическая оценка тепловыделения в процессе прессования
двухфазных сплавов с нагревом в а+Р-области особенно затрудни-
тельна в связи с немонотонным изменением истинной теплоемкости в
интервале температур 800—и существенным влиянием ре-
жимов термообработки на температурную зависимость теплоемкости
(см. рис. 19,6).
Качественное представление о температурном состоянии очага
деформации при прессовании двухфазных сплавов можно получить
из данных работы [93], выполненной на прутках сплава ВТ8. В част-
ности, из анализа микроструктуры следует, что величина прироста
температуры при прессовании заготовок, нагретых до 850° С, при ско-
ростях >50 мм/с с вытяжкой ц=6-5-1О составляет 150—170° С и
превышает 170° С при дальнейшем увеличении степени деформации.

Рис. 21. Зависимость температуры
t поверхности прутков сплава ВТ8
(ц=21,2) от скорости прессования
v [93]:

1 — температура нагрева заготовок
925° С; 2-то же, 1125° С

На это указывает образование смешанной (ц=б4-10) и пластинча-
той p-превращенной (ц>21,0) структур, характерных для деформи-
рования вблизи и выше температуры полиморфного превращения,
равной для исследуемой плавки 1020° С. Результаты исследования
показывают также, что при сопоставимых температурах нагрева за-
готовок сплавов ВТ8 и ВТ1-1 относительно температуры перехода
а+р^*р, одинаковых вытяжках и скоростях тепловой эффект при
прессовании двухфазных сплавов выше, чем у сплава ВТ1-1 (напри-
мер, при ц = 10 Д/вт-1 ~ 120°С, а Д/ВТ8 «150—170° С).

Путем измерения температуры поверхности прутков сплава ВТ8
(ц=21,2) установлено, что влияние скорости деформации на темпе-
ратуру металла в обжимающей части пластической зоны существен-
но только при нагреве в двухфазной области и практически не ска-
зывается в условиях нагрева, отвечающих p-области (рис. 21). При
этом снижение скорости прессования до 10—15 мм/с (925° С) поз-
воляет осуществить деформацию металла полностью в двухфазной
области, что дополнительно подтверждается получением в прутках
типичной волокнистой микроструктуры.

Таким образом, при выборе режимов прессования полуфабрика-
тов необходимо учитывать интенсивное выделение тепла в очаге де-
формации, величина которого особенно значительна в условиях вы-
сокоскоростного низкотемпературного прессования легированных
сплавов титана
5. ВЗАИМОСВЯЗЬ СТРУКТУРЫ
И МЕХАНИЧЕСКИХ СВОЙСТВ

Структура титановых сплавов, формируемая при де-
формации, оказывает существенное влияние на свойства
полуфабрикатов в термообработанном состоянии [101—
105].

Характер структуры изделий определяется ком-
плексом факторов, основными из которых являются со-
став сплава, схема и режимы деформации. Многочислен-
ные исследования, проведенные в этом направлении [26,
101, 104, 106], позволяют из всего многообразия струк-

Рис. 22. Основные типы микроструктуры деформированных полуфабрика-
тов из а+Р-титановых сплавов. Х500:

а — мелкозернистая волокнистая; б —смешанная; в — пластинчатая «кор-
зиночного плетения»; г — пластинчатая крупнозернистая
Тур деформированных полуфабрикатов для каждого
класса титановых сплавов выделить несколько основных
типов, наиболее значительно отличающихся условиями
формирования и механическими свойствами.

В процессе деформирования а-, псевдо-а- и а+0-ти-
тановых сплавов с высокими степенями деформации при
температурах ниже температуры перехода а+0^0
образуется мелкозернистая структура, состоящая из гло-
булярных или вытянутых а-зерен.

В а4- 0-сплавах зерна a-фазы располагаются в 0-мат-
рице (рис. 22,а). После некоторых режимов комбиниро-
ванной деформации, начинающейся в 0-области и закан-
чивающейся в верхнем диапазоне температур а +0-обла-
сти, а также при деформировании в двухфазной области
вблизи температуры полиморфного превращения струк-
тура а-, псевдо-а- и а + 0-сплавов имеет смешанный ха-
рактер. Между глобулярными a-зернами наблюдаются
участки превращенной 0-фазы с пластинчатым внутри-
зеренным строением (рис. 22,6).

Третий тип структуры этой группы сплавов — пла-
стинчатая, получаемая при деформации полностью в
0-области (рис. 22, в, г). Этот класс объединяет значи-
тельное разнообразие структур, отличающихся формой
и величиной исходных 0-зерен, а также размерами коло-
ний и отдельных пластин а-фазы.

В работах [26, 101] в отдельную группу выделена
структура «корзиночного плетения», представляющая
собой разновидность пластинчатой структуры (см.
рис. 22,в).

Для удобства классификации структуры, образую-
щейся в а-, псевдо-а- и а + 0-сплавах после горячей об-
работки давлением, разработаны эталонные шкалы и
дополнения к ним, учитывающие особенности структуры
различных полуфабрикатов.

Наиболее тесная взаимосвязь структуры со свойства-
ми в деформированном и термообработанном состоя-
ниях установлена для двухфазных титановых сплавов.
Учитывая их широкое использование в производстве
прессованных изделий, ниже рассмотрено влияние струк-
туры, формируемой при горячей деформации, на комп-
лекс основных механических свойств полуфабрикатов из
а+0-сплавов.

Для указанной группы сплавов характерна высокая
чувствительность пластических свойств, особенно попе-
речного сужения, к структуре. Наиболее высокие значе-
ния показателей пластичности при комнатной и повы-
шенной температурах в исходном и термообработанном
состояниях (табл. 15), а также после испытаний на тер-
мическую стабильность (рис. 23) присущи изделиям с
мелкозернистой глобулярной или волокнистой микро-
структурой (см. рис. 22,а). При образовании пластинча-

Рис. 23. Зависимость поперечного
сужения ф образцов сплава ВТ8 с
различной структурой, испытанных
при 20’ С, от времени выдержки т
при 550° С [101]:

1 — мелкозернистая глобулярная
структура; 2 — крупнозернистая
пластинчатая структура

той структуры наблюдается снижение показателей
пластичности по сравнению с мелкозернистой глобуляр-
ной структурой [26, 101 —103]; степень снижения зави-
сит от состава сплава, размера исходного 0-зерна и пара-
метров внутризеренного строения. В этой связи величи-
на поперечного сужения полуфабрикатов с пластинчатой
структурой может колебаться в широких пределах. Пла-
стические характеристики полуфабрикатов со смешан-
ной, глобулярной или волокнистой мелкозернистой струк-
турой отличаются незначительно (см. табл. 15).

В литературе высказаны различные гипотезы, объ-
ясняющие снижение показателей пластичности двухфаз-
ных и псевдо-а-сплавов с крупнозернистой пластинчатой
структурой, так называемое явление 0-хрупкости [107—
ПО].

В работе [107] сделано предположение, что сниже-
ние пластичности при образовании крупнопластинчатой
структуры обусловлено облегчением разрушения по
поверхностям раздела а- и 0-фаз. Авторы работ [108,
109] 0-хрупкость псевдо-а-сплавов титана связывают с
микронеоднородностью пластической деформации, вы-
зывающей образование микротрещин в местах ее локали-
зации на ранних стадиях пластического течения. Это по-
ложение нашло экспериментальное подтверждение при
исследовании закономерностей деформации и разруше-
ния сплава ВТЗ-1 [ПО]. Показано, что причиной повы-
шенной мйкронеоднородности пластической деформа-
ции двухфазных сплавов с крупнопластинчатой струк-
турой является возникновение и развитие «грубых» сле-
Дов скольжения, пересекающих а-пластины и прослойки
p-фазы. Препятствием для распространения грубого
скольжения служат колонии пластин или границы исход-
ных р-зерен.

В образцах с глобулярной мелкозернистой структу-
рой деформация протекает путем «тонкого» скольжения
с локализацией ее на начальных стадиях в a-зернах. По

Рис. 24. Схема развития разрушения двухфазных спла-
вов с мелкозернистой глобулярной (а, б) и крупнозер-
нистой (в, г) структурами [ПО]

мере развития деформации начинается интенсивное
скольжение в p-фазе, однако сохраняется значительная
неоднородность распределения деформации между зер-
нами a-фазы. На стыках между деформированными и
недеформированными зернами вследствие высокой кон-
центрации напряжений возникают резкие ступеньки, яв-
ляющиеся зародышами пустот. Коалесценция этих пу-
стот приводит к возникновению характерной извилистой
трещины разрушения (рис. 24).

Влияние структуры на прочностные характеристики
двухфазных сплавов значительно слабее, чем на показа-

	X 3 м о X св  X			С (ВТЗ-1) )° С (ВТ8, '9)	а—1н	я	со		со сч	32	28		23	34	30		23
	X 3 X м св е		X я ё	при 450° и при 50( BI	J	46—48	СЧ		38—42	о ю	47		о тГ		42		37
	& м  м X  м		1 •!—0	и о	X  J	45	СО со		32-42		43		ОО со	О	со со		30
	X I с м о X м ев О. ю о  и 7 t>  X 3 X X св м 4) О. 8 X  X  7	О7 циклов		при 2		53	50		45—48	LO	со		со	55	48		со
<о 3 S иэ Й		структуры (испытания на базе 1	Тип структуры			Глобулярная мелкозернистая	Пластинчатая «корзиночного	плетения»	Крупнозернистая пластинчатая	Глобулярная мелкозернистая	Пластинчатая «корзиночного	плетения»	Крупнозернистая пластинчатая	Глобулярная мелкозернистая 1	Пластинчатая «корзиночного	плетения»	Крупнозернистая пластинчатая
	X i 5 S  X £ са X ч и	сплавов от	Вид отжига 1			Изотермичес- кий				Двойной				Двойной			
	о X 3 м  св 1 4) О.  X		Состояние прутка			Кованый				А				Прессован- ный			
	ё о S X и X  св СО		Марка сплава			ВТЗ-1 [26]				ВТ8 [101]				ВТ9 [111]			
тели пластичности. Общей тенденцией является повыше-
ние предела прочности по мере измельчения структуры,
особенно заметное при переходе к мелкозернистой, во-
локнистой или глобулярной структуре (см. табл. 15).

Наиболее высокое сопротивление усталости гладких
и надрезанных образцов при комнатной и повышенной
температурах в деформированном и термообработанном

ТАБЛИЦА 17

Зависимость эффективного коэффициента
концентрации напряжений (см/сг-щ)
от структуры и температуры испытания

Тип структуры	Эффективный коэффициент концентрации для сплавов					
	ВТЗ-1		ВТ8		втэ	
	20°С	450°С	20°С	500°С	20°С	500°С
Глобулярная мелкозер- нистая 		1,18	1,38	1,15	1,56	1,37	1,32
Пластинчатая «корзиноч- ного плетения* ....	1,12	1,36	1,23	1,67	1,33	1,39
Крупнозернистая пла- стинчатая 		1,26	1,53	1,26	1,74	1,43	| 1,61

состояниях наблюдается в a+0-сплавах при мелкозер-
нистой, глобулярной структуре [27, 101, 111 — 114]. Мп-
нимальные значения усталостной прочности соответст-
вуют крупнопластинчатой 0-превращенной структуре
(табл. 16).

Расчет эффективных коэффициентов концентрации
напряжений (a-i/a-m) по данным табл. 17 показывает,
что наибольшая вибрационная чувствительность к над-
резу, как правило, характерна для крупнозернистой пла-
стинчатой структуры, и она возрастает с повышением
температуры испытания (табл. 17).

Результаты исследований, приведенные в работах
[26, 102], свидетельствуют об отсутствии заметного вли-
яния структуры на малоцикловую усталость двухфазных
сплавов, определенную на образцах с надрезом при чис-
ле циклов до 1000, несмотря на существенную разницу в
пределах выносливости сравниваемых изделий.

Для оценки работоспособности реальных конструк-
ций большое значение имеют свойства материала, ха-
рактеризующие его сопротивление развитию трещин,
ТАБЛИЦА 18

Зависимость механических свойств полуфабрикатов из а+р-сплавов от структуры

К1С, з кгс/мм3/»	223	275	260	310	140—175	210—245		105—140	140—175
%‘<К	35	2	1 45	28	20—251		20—25	20—25	15—20
«о	CD		ю	сч	О		о	8—10	8—10
%’ кгс/мм1	112	ИЗ	108	102	91—95 I		91—95	115—121	115—121
Тип структуры	Мелкозернистая глобу- лярная, смешанная	Крупнозернистая плас- тинчатая	Мелкозернистая глобу- лярная, смешанная	Крупнозернистая плас- тинчатая	Мелкозернистая глобу-1	лярная	Пластинчатая	Смешанная	Пластинчатая
Вид обработки	Штамповка диска в а+р-области + от- жиг при 950° С, 1 ч, ОХВ 4-530° С, 6 ч,  ОХВ	То же, в р-области + отжиг при 950° С, 1 ч, ОХВ +530° С, 6 ч, ОХВ	Штамповка диска в а+р-области + от- жиг при 930° С, 1 ч, ОХВ +590° С, 1 ч, ОХВ	То же, в р-области + отжиг при 930° С, 1 ч, ОХВ + 590° С, 1 ч, ОХВ	а+р-штамповка 4- отжиг при 704° С, ОХВ		р-штамповка+отжиг при 704° С, ОХВ	а+р-штамповка + отжиг при 732° С, 2 ч, ОХВ	р-штамповка + отжиг при 732° С, 2 ч, ОХВ
Марка сплава и литератур- ный источник	ВТ9 [115]		ВТ8 [102]		Ti—6А1— I	to со  >  т		US5- *А9—  —IV9—11	[36]

Примечание. ОХВ — охлаждение на воздухе.
• Типичные гарантируемые свойства.
возникших в процессе эксплуатации. Эти свойства в на-
стоящее время оценивают характеристикой «вязкость
разрушения» К\с- Несмотря на некоторую противоречи-
вость имеющихся в литературе данных, в большинстве
работ [113—116] отмечается, что при пластинчатой
структуре в a+0-сплавах наблюдается более высокая
вязкость разрушения, чем при мелкозернистой глобуляр-

Рис. 25. Зависимость ударной
вязкости ан сплава BT9 с раз-
личной исходной структурой от
радиуса надреза гн [103]. Обоз-
начения см. на рис. 23

Рис. 26. Зависимость дли-
тельной прочности о прессо-
ванных прутков сплава BT8.
отожженных по стандартно-
му режиму, от микрострук-
туры сплава:

1	— мелкозернистая волокни-
стая; 2 — пластинчатая с
величиной зерна 50—80 мкм;

3	— то же, с величиной зер-
на 100—150 мкм

ной структуре. При этом между К\с и характеристика-
ми пластичности корреляция отсутствует (табл. 18).
Следствием повышенного сопротивления пластинчатых
структур распространению трещин является их меньшая
чувствительность к острым надрезам. На катаных прут-
ках сплавов ВТб«С» и ВТЗ-1, отожженных в вакууме при
900 и 925° С, установлено, что уменьшение радиуса над-
реза с 1 до 0,05 мм снижает ударную вязкость образцов
с пластинчатой структурой в 1,15—1,25 раза, а с мелко-
зернистой глобулярной — в 1,5—2,8 раза (см. табл. 19).
По данным работы [103], преимущество пластинчатой
структуры по чувствительности к надрезу становится осо-
бенно заметным при радиусе надреза <0,2 мм (рис. 25).

В соответствии с известными закономерностями для
других материалов наиболее низкий предел длительной
прочности наблюдается в изделиях с мелкозернистой
глобулярной или волокнистой структурой (рис. 26). По
данным работ [26, 101, 102, 111], максимальный предел
длительной прочности при 450—550° С достигается на
ТАБЛИЦА 19

Зависимость ударной вязкости ап сплавов ВТ6«С»
и ВТЗ-1 с различной исходной структурой
от радиуса надреза

Марка сплава	Тип структуры	ан, кгсм/см2, при радиусе надреза г, мм		ДН(Г=1,О)  ан (г=0,05)
		1.0	0,05	
ВТ6 «С»	Глобулярная мелкозернистая  Пластинчатая крупнозернистая	9,6  8,9	7,6  7,7	1,25  1,15
ВТЗ-1	Глобулярная мелкозернистая  Пластинчатая крупнозернистая	8,8  5,5	3,14  3,54	2,8  1,55

полуфабрикатах с пластинчатой структурой корзиноч-
ного плетения. При этом разница в пределах 100-ч дли-
тельной прочности сплавов ВТЗ-1, ВТ9, ВТ8 в зависимо-
сти от структуры после стандартного отжига может до-
стигать 7—10 кгс/мм2.

Типичное влияние структуры на ползучесть хорошо
иллюстрируется диаграммой, построенной по результа-

6, кгс/ппг

Рис. 27. Зависимость ве-
личины остаточной де-
формации 8 при испыта-
ниях на ползучесть дис-
ков из сплава ВТ9 от его
микроструктуры (/ =
—500° С, т=100 ч. стан-
дартная термообработ-
ка):

1 — мелкозернистая гло-
булярная и смешанная;
2 — крупнозернистая пла-
стинчатая

Рис. 28. Зависимость остаточной
деформации 8 при испытаниях
на ползучесть прутков сплава
ВТ6«С» от его микроструктуры
(/=900° С, 0=0,75 кгс/мм2):

/— мелкозернистая волокни-
стая; 2 — крупнозернистая пла-
стинчатая
там испытаний (при 500° С, 100 ч) дисков из сплава ВТ9
[26], отожженных по стандартным режимам (рис. 27).
По данным многочисленных исследований, предел пол-
зучести двухфазных сплавов оо,2100 с крупнозер-
нистой пластинчатой структурой на 5—10 кгс/мм2 пре-
вышает предел ползучести сплавов с мелкозернистой
глобулярной или волокнистой структурой.

Следует отметить, что благоприятное влияние круп-
нозернистой структуры на сопротивление ползучести
двухфазных сплавов сохраняется вплоть до высоких
температур нагрева в а+р-области (^а+р-р—304-
4-50°С)—рис. 28.

Таким образом, на основании накопленного мате-
риала по взаимосвязи структуры со свойствами в полу-
фабрикатах из двухфазных .сплавов можно сделать сле-
дующее заключение: сплавы с мелкозернистой глобу-
лярной или волокнистой структурой в деформированном
и термообработанном состояниях имеют наилучший
комплекс прочностных и пластических свойств в сочета-

Рис. 29. Полигонизованная субструктура сплава BT15 после горячей дефор-
мации [10-1] X15000:

а —с вытянутыми субзернами; б —с равноосными субзернами
нии с высоким сопротивлением усталости в условиях зна-
копеременных нагрузок. Сплавы с крупнозернистой пла-
стинчатой структурой характеризуются более высокими
жаропрочными свойствами, лучшей вязкостью разруше-
ния и меньшей чувствительностью к острым надрезам.
Следовательно, одним из основных критериев, опреде-
ляющих выбор режимов деформации и построение техно-
логической схемы производства полуфабрикатов из двух-
фазных титановых сплавов, является структура, обеспе-
чивающая оптимальный комплекс служебных
характеристик в условиях эксплуатации данного вида
изделия.

При горячей деформации р-сплавов, осуществляемой,
как правило, при температурах p-области, в зависимости
от состава сплава и режимов обработки возможно полу-
чение рекристаллизованной, частично или полностью по-
лигонизованной структуры [104, 117] с различной фор-
мой субзерен, выявляемой методами дифракционной
электронной микроскопии. На рис. 29, а показана поли-
гонизованная структура сплава ВТ15 с вытянутыми суб-
зернами, имеющими очень малые углы разориентировки
(<1°), а на рис. 29,6 та же структура с равноосными
субзернами.

Образование в р-сплавах описанных структур прак-
тически не сказывается на свойствах полуфабрикатов в
деформированном состоянии, но существенно влияет на
их пластичность после старения. Оптимальной является
полигонизованная структура с относительно равноосны-
ми субзернами и разориентировкой между ними 3^5°,
обеспечивающая наилучшее сочетание прочностных и
пластических свойств в термоупрочненном состоянии.

Глава II

ОСНОВНЫЕ ПРИНЦИПЫ ПОСТРОЕНИЯ
ТЕХНОЛОГИИ ПРЕССОВАНИЯ
ТИТАНОВЫХ СПЛАВОВ

1. СОРТАМЕНТ ПОЛУФАБРИКАТОВ
И ТЕХНИЧЕСКИЕ ТРЕБОВАНИЯ

Производство прессованных полуфабрикатов из тита-
новых сплавов — сравнительно молодая отрасль про-
мышленности, история ее развития не превышает 20 лет,
однако освоен выпуск уже довольно широкого сортамен-
та изделий — более 1000 типоразмеров.

Основные виды освоенных промышленностью прессо-
ванных полуфабрикатов из титановых сплавов — прутки
круглого, квадратного и шестиугольного сечения; трубы;
профили сплошного сечения, постоянного по длине,
сплошного сечения, переменного по длине, и полые.

Ниже рассмотрены сортамент основных видов прес-
сованных полуфабрикатов и технические требования к
ним.

Прутки

Сортамент прутков круглого и квадратного сечения
и предельные отклонения на диаметр или сторону квад-
рата приведены ниже:

Диаметр или сторона квад-
рата, мм............. 15—35	40—50	55—80	90—100

Предельное отклонение,	мм	±2,0	+3,0	±3,0	+4,0

—2,0	—3,0

Для прутков с поперечным размером 15—80 мм стан-
дартизован шаг размером 5 мм (т. е. 15, 20, 25,..., 70, 75,
80), а с поперечным размером 80—100 мм — шаг разме-
ром 10 мм.

Овальность круглых прутков должна находиться в
пределах допусков на диаметр.

Максимальная длина прутков зависит от размеров их
поперечного сечения:

Диаметр или сторона квад
рата, мм........... 15-20 20—30 30—50 50—60 60—100

Длина прутка, м . . .	5,0	4,0	3,0	2,0	1,5

Механические свойства прутков при комнатной тем-
пературе приведены в табл. 20.

У прутков из теплопрочных титановых сплавов, кроме
механических свойств при комнатной температуре, лими-
тируются также временное сопротивление и длительная
прочность при повышенных температурах. Эти характе-
ристики приведены в табл. 21.

Кроме требований относительно механических
свойств, к пруткам предъявляются следующие техниче-
ские требования, выполнение которых обеспечивает вы-
сокое качество полуфабрикатов:

а)	на поверхности прутков не допускаются надрывы,
забоины, задиры, плены, расслоения, риски и различные
ТАБЛИЦА 20

Механические свойства прутков круглого или квадратного сечения
из титановых сплавов

Марка сплава	ав, кгс/мм2	б, %	ф, %	ад, кгс м/см8
			не менее	
ВТЬОО	30-45	25	55	12,0
втьо	40-55	20	50	10,0
ОТ4-0	50-65	20	45	7,0
ОТ4-1	60—70	15	35	4,5
ОТ4	70—90	11	30	4,0
ВТЗ-1	100—120	10	30	3,0
ВТ5	75—95	10	25	3,0
ВТ5-1	80—100	10	25	4,0
ВТ6	92—110	10	30	3,0
ВТ6С	85—100	10	30	4,0
ВТ8	105—125	9	30	3,0

ТАБЛИЦА 21

Механические свойства прутков из титановых сплавов
при повышенных температурах

Марка сплава	t, °с	ов, кгс/мм2, не менее	Длительная прочность	
			о, кгс/мм2	т, ч, не менее
ВТЗ-1	400	75	68	100
ВТ5	350	43	40	100
ВТ6	400	65	60	100
ВТ8	450	75	65	100

включения, если они выводят пруток за пределы мину-
сового допуска;

б)	макроструктура прутков, выявляемая на макро-
темплетах, не должна иметь расслоений, трещин, утяжин,
пустот, неметаллических и металлических включений, ви-
димых невооруженным глазом. Указанные дефекты, на-
ходящиеся на периферии сечения и не выводящие пруток
за пределы минусового допуска, браковочным признаком
не являются;

в)	величина зерна, определяемая по 10-балльной
шкале, не должна превышать: у прутков диаметром или
стороной квадрата до 40 мм 4-го балла, свыше 40 мм
6-го балла;
г)	прутки должны быть выправлены и ровно обреза-
ны с торцов.

Допустимая кривизна прутков на 1 м длины приведе-
на ниже:

Диаметр прутка, мм......... <35 35—50 50—100

Допустимая кривизна на 1 м длины,
мм......................... 5	8	15

Общая кривизна прутков не должна превышать про-
изведения местной кривизны на 1 м на всю длину прутка
в метрах.

Для обеспечения всего комплекса технических требо-
ваний, предъявляемых к пруткам, в промышленности
действуют единые правила приемки и методы испытаний,
позволяющие наиболее объективно оценивать качество
полуфабрикатов.

В отдел технического контроля необходимо предъяв-
лять партии прутков из одной марки сплава, одной плав-
ки и одного размера. Допускается комплектование пар-
тии из нескольких плавок при условии, что каждая плав-
ка проконтролирована по химическому составу на
содержание основных легирующих компонентов и при-
месей.

Для контроля механических свойств при комнатной
температуре отбирают два прутка от каждой партии.
Контроль проводят на образцах, вырезанных в продоль-
ном направлении. От каждого контролируемого прутка
отбирают один образец для контроля ударной вязкости.

Для контроля механических свойств при повышенной
температуре от каждой партии отбирают один пруток.
Из контролируемого прутка вырезают один образец для
определения временного сопротивления и один образец
для определения длительной прочности.

Образцы перед испытанием механических свойств
(при комнатной и повышенной температурах) подверга-
ют термообработке по режиму, соответствующему дан-
ному сплаву и состоянию полуфабриката.

Вырезку контрольных образцов для определения ме-
ханических свойств производят от выходного конца кон-
тролируемого прутка следующим образом: у прутков
диаметром или стороной квадрата до 35 мм — из центра
сечения, более 35 мм — из области, соответствующей се-
редине радиуса.

Испытание на растяжение при нормальной темпера-
туре производят на образцах диаметром 5 мм с расчет-
ной длиной /о=5й?о по ОСТ 1-90011—70. Скорость пере-
движения захватов при растяжении образцов должна
быть в пределах 10—15 мм/мин.

Форма и размеры образцов, а также методика испы-
таний на растяжение при повышенной температуре
должны соответствовать требованиям ГОСТ 9651—73,
а при испытаниях на длительную прочность ГОСТ
10145—62. В обоих случаях чистота обработки поверхно-
сти рабочей части образцов должна быть не ниже V8.

Форма и размеры образцов, а также методика опре-
деления ударной вязкости при нормальной температуре
должны соответствовать требованиям ГОСТ 9454—60.

В случае неудовлетворительных результатов испыта-
ний механических свойств по какому-либо виду произво-
дят повторное испытание на удвоенном количестве образ-
цов, вырезанных из этих' же прутков. При неудов-
летворительных результатах повторных испытаний,
полученных хотя бы на одном образце, прутки, не вы-
державшие испытаний, бракуют, и всю партию прини-
мают по результатам поштучного испытания.

Для контроля макроструктуры от каждой партии от-
бирают 5% прутков, но не менее трех прутков. От каж-
дого отобранного прутка со стороны утяжины отбирают
один макротемплет.

В случае обнаружения утяжины хотя бы на одном
из образцов контроль производят до полного выведения
ее, при этом все остальные прутки обрезают на величину
наибольшего распространения утяжины или контролиру-
ют на утяжину поштучно.

При неудовлетворительных результатах испытаний
макроструктуры (кроме утяжины) хотя бы на одном из
образцов производят повторное испытание на удвоенном
количестве образцов, вырезанных из тех же прутков.
В случае неудовлетворительных результатов повторных
испытаний, полученных хотя бы на одном образце, прут-
ки, не выдержавшие испытаний, бракуют, а качество ос-
тальных прутков оценивают по результатам поштучного
контроля.

Прессованные профили с припусками
на механическую обработку

Прессованные профили, освоенные промышленно-
стью, предназначаются для двух видов изделий — свар-
ных колец и прямолинейных конструкций (конструкци-
онные). Поверхности всех профилей подвергают механи-
ческой обработке, как в отдельных элементах, так и в
узлах.

Сортамент профилей насчитывает более 400 типораз-
меров, однако все профили имеют относительно простую
конфигурацию и в большинстве случаев незначительно

Рис. 30. Сортамент прессованных профилей с припусками на механическую
обработку

отличаются один от другого. Типовой сортамент профи-
лей показан на рис. 30; профили по своей конфигурации
объединены в характерные группы: уголки, тавры, швел-
леры и др. Внутри каждой группы профили различаются
шириной и высотой полок, расположением относительно
основания, величиной радиусов и углов наклона полок.

Назначением профилей определяются различные до-
пуски на размеры поперечного сечения. Ниже указаны
предельные отклонения на размеры поперечного сечения
профилей, мм:

Для сварных колец

Номинальный размер поперечного

сечения, мм . . .	• <20 20—50 50—80

Предельное отклонение, мм . . . 4-1,5 4-2,0' 4-2,5
Для сварных колец

Номинальный размер поперечного
сечения, мм...................... 80—120 120—150 150—200

Предельное отклонение, мм . . .	+3,0	±3,5	+4,0

Для конструкционных профилей

Номинальный размер поперечного
сечения, мм...................... <20	20—80	80—120

Предельное отклонение, мм . . .	+1,0	+1,5	+2,0

—0,5	—0,5	—0,5

Для конструкционных профилей

Номинальный размер поперечного
сечения, мм......................

Предельное отклонение, мм . . .

120—150
+2,5
—0,5

150—200
+3,5

0,5

Для всех профилей, поверхность которых подвергает-
ся механической обработке, установлены следующие
единые требования на предельные отклонения по радиу-
сам скругления углов:

для радиусов 2,0—5,0 мм ±1,5 мм; >5,0—10,0 мм
±2,0 мм; >10,0—20,0 мм ±3,0 мм; >20,0—40,0 мм
±4,0 мм.

Прессованные профили изготавливают длиной до
6,5 м. Они должны быть обрезаны под прямым углом с
косиной реза не белее 3°. Скручивание профилей вокруг
продольной оси разрешается не более 2° на 1 м длины
любого участка профиля. Допустимая плавная про-
дольная кривизна относительно любой плоскости (в том
числе и на ребро) на любом участке профиля длиной 1 м
не должна превышать 2 мм. Общее допустимое скручива-
ние и продольную кривизну определяют путем умноже-
ния допустимых скручивания и кривизны, установленных
на 1 м длины профиля, на длину профиля в метрах.
Предельные отклонения по угловым размерам попереч-
ного сечения профилей не должны превышать ±2°. На
профилях, предназначенных для сварных колец, допуска-
ются плавная изогнутость по плоскости гибки профиля
в кольцо со стрелой прогиба не более 4 мм на 1 м длины
и плавная изогнутость по ребру (саблевидность) со стре-
лой прогиба не более 2 мм на 1 м. Любая плоскость про-
филя в поперечном направлении не должна быть изогну-
та более чем на 1,5% от ширины полки профиля.

Гарантируемые механические свойства профилей для
сварных колец и конструкционных при комнатной тем-
пературе приведены в табл. 22 и 23. Свойства определя-
ют на образцах, вырезанных в продольном направлении.

Достаточно высокий гарантированный уровень меха-
нических свойств профилей дополняется рядом техниче-
ских требований, выполнение которых обеспечивает по-
лучение годной детали из прессованного профиля.

На поверхности профилей не допускаются вмятины,
забоины, плены, пузыри, различного рода запрессовки,
риски, задиры, если они выводят профили за предельные
отклонения по размерам. Для профилей, идущих на изго-
товление сварных колец, указанные выше дефекты допу-
скаются, если глубина их залегания не превышает 1/3
припуска на механическую обработку, считая от номи-
нального размера; глубина их определяется контрольной
зачисткой.

Макроструктура профилей не должна иметь трещин,
утяжин, расслоений, пор, металлических и неметалличе-
ских включений.

ТАБЛИЦА 22

Механические свойства профилей из титановых сплавов
для сварных колец

Марка сплава	Ширина полки, мм	Механические свойства при растя- жении, не менее				Диаметр от- печатка (твердость по> Бринеллю), мм
		GB’ кгс/мм8	б. %	ф. %	аН’ кгсм/см5	
ОТ4	<80,0	70—90	12	33	3,5	3,6-4,2
	>80,0	70—90	10	29	3,0	
ОТ4-1	<80,0	60-80	15	35	4,5	3,8-4,3
	>80,0	60-80	13	28	4,0	
ОТ4-2	<80,0	95-115	10	25	3,0	3,3-3,8
	>80,0	95—115	8	25	2,5	
ВТЗ-1	<80,0	100—120	10	25	3,0	3,2—3,7
	>80,0	100—120	8	20	2,5	
ВТ5	Все размеры	70—95	10	25	3,0	3,4-4,0
ВТ5-1	» »	80-100	10	25	4,0	3,4-4,9
ВТ6	80,0	95—110	10	30	3,0	3,3-3,8
ВТ8	80,0	95-110	8	25	2,5	
	80,0	105-125	9	25	3,0	3,2-3,7
ВТ9	80,0	105—125	8	20	2,5	
	80,0	105—125	9	25	з.о	3,2-3,7
ВТ20	80,0	105—125	8	20	2,5	
	Все размеры	95-120	10	25	3,5	3,3-3,8
		• Т	- 								
ТАБЛИЦА 23

Механические свойства конструкционных профилей из титановых
сплавов

Марка сплава	<УВ, кгс/мм9	«, %	1	Ч>. %	вн, кгс м/см2
		не	менее	
ВТ 1-00	30/30	25/25	55/55	12,0/12/0
ВТ 1-0	40/40	20/20	50/50	10,0/10,0
ОТ4	70/70	10/10	30/25	3,5/3,0
ОТ4-0	50/50	20/20	45/45	7,0/7,0
ОТ4-1	60/60.	15/12	35/28	4,5/4,0
ВТЗ-1	100/100	10/8	25/25	3,0/2,5
ВТ5	75/75	10/10	25/25	3,0/3,0
ВТ5-1	80/80	10/10	25/25	4,0/4,0
ВТ6	92/92	10/9	25/22	3,0/3,0
ВТ8	100/100	9/8	25/20	3,0/2,5
ВТ9	105/105	9/8	23/20	2,5/2,5
ВТ14	90/90	10/8	32/25	3,5/3,0
ВТ20	95/95	10/10	25/22	3,5/3,5
ВТ22	110/110	8/8	25/20	2,5/2,2

Примечание. В числителе — механические свойства для профилей се-
чением менее 20 см3, в знаменателе — более 20 мм3.

Величина зерна, определяемая по 10-балльной шкале,
не должна превышать: у профилей с площадью попереч-
ного сечения до 20 см2 4-го балла, >20 см2 6-го балла.

В целях единой оценки качества прессованных профи-
лей выработаны и действуют общие правила контроля и
приемки. Кроме того, правила способствуют сбору стати-
стических данных по различным показателям качества
продукции, что позволяет повышать технические требо-
вания к прессованным полуфабрикатам, а также коррек-
тировать технологический процесс с целью его совершен-
ствования.

Контролю качества поверхности и геометрических па-
раметров подвергают каждый профиль.

Контролю механических свойств подвергают 10%
профилей, но не менее двух профилей от каждой контро-
лируемой партии. При получении неудовлетворительных
результатов испытаний механических свойств профилей
хотя бы по одному из показателей по нему проводят пов-
торные испытания на удвоенном количестве образцов,
вырезанных из этих же профилей. При получении неу-
довлетворительных результатов повторных испытаний
контролируемые профили бракуют, и всю партию профи-
лей подвергают поштучному испытанию.

Макроструктуру профилей на выявление дефектов и
величину зерна контролируют на 3% профилей, но не
менее чем на двух профилях от предъявленной к контро-
лю партии. При получении неудовлетворительных ре-
зультатов испытаний макроструктуры (кроме утяжины)
хотя бы на одном из образцов проводят повторное испы-
тание на удвоенном количестве образцов, вырезанных из
этих же профилей. В случае неудовлетворительных ре-
зультатов повторных испытаний, полученных хотя бы на
одном образце, профили бракуют, и всю партию подвер-
гают поштучному контролю.

Методика контроля утяжины аналогична описанной
выше для прутков.

Определение химического состава проводят по
ГОСТ 19863—74.

Поверхность профилей контролируют без применения
увеличительных приборов.

Контроль геометрических параметров профилей про-
изводят мерительным инструментом, обеспечивающим
необходимую точность замеров.

Испытания на растяжение проводят по ГОСТ 1497—
73 на образцах с расчетной длиной /o=5do. Скорость
перемещения захватов при испытании на растяжение
должна быть 10—15 мм/мин. При невозможности изго-
товления стандартного образца испытания проводят на
образцах по ОСТ 1-90011—70.

Контроль механических свойств при комнатной тем-
пературе проводят на одном разрывном и одном ударном
образцах, вырезанных из заготовок каждого проверяемо-
го профиля. Заготовки для изготовления образцов выре-
зают с выходного конца профиля.

Испытание на ударную вязкость проводят по
ГОСТ 9454—60.

Макроструктуру профилей проверяют на поперечном
макротемплете, вырезанном с утяжинного конца прове-
ряемого профиля.

Профили тонкостенные

Наиболее сложный вид прессованных полуфабрика-
тов из титановых сплавов — тонкостенные профили, ко-
торые в машиностроении применяют без механической
обработки поверхности. Сортамент таких профилей раз-
Рис. 31. Сортамент тонкостенных профилей

нообразен и насчитывает более 100 типоразмеров. На
рис. 31 показан основной сортамент тонкостенных про-
филей, которые по конфигурации разделены на семь
групп.

Ниже приведены краткие характеристики профилей
этих групп.
Угольники. Основной признак группы — взаимно пер-
пендикулярное или наклонное расположение двух одина-
ковых или разных по толщине и высоте полок. Кроме
того, возможны различного вида утолщения на концах
полок. При этом соотношение толщины полки и утолще-
ния может достигать 1: 5-?1 : 7.

Тавры характеризуются перпендикулярным располо-
жением вертикальной полки (стрингера) относительно
основания. В группу входят профили, имеющие всевоз-
можные соотношения длины и толщин стрингеров и ос-
нования. Кроме того, некоторые полки имеют трапецеи-
дальную форму, а также различной величины подсечки,
плавно переходящие в радиус. Внутренние углы профи-
лей, как правило, выполнены по радиусу.

Швеллеры отличаются от других групп вертикальным
расположением двух полок (стрингеров) относительно
основания. Стрингеры могут быть выполнены трапецеи-
дальной формы с наклоном плоскостей (наружной и
внутренней) к плоскости основания. Внутренние углы
выполнены с радиусом величиной 2—3 мм.

Бульбовые. Отличительный признак этих профилей —
сочетание тонкого элемента с утолщенной частью (буль-
бой). У большинства профилей площадь сечения бульбы
в 3—5 раз больше площади сечения тонкого элемента,
некоторые типоразмеры имеют подсечку величиной 1,0—
3,5 мм, плавно переходящую в радиус. Внутренние и
внешние углы выполнены с радиусом 1,5 мм.

Крестообразные профили, как правило, имеют взаим-
но перпендикулярное расположение четырех полок с
одинаковой или различной толщиной и высотой. Внут-
ренние углы выполнены с гарантированным радиусом.
К этой же группе относятся профили, имеющие незначи-
тельный наклон полок. Отклонение от перпендикулярно-
сти составляет 3—5°.

Клиновидные профили имеют форму трапеции, осно-
вание которой намного меньше боковых сторон. Возмож-
ны различные сочетания двух трапеций. Иногда меньшее
основание выполнено по радиусу, имеются подсечки ве-
личиной 1,5—2 мм.

Профили произвольной формы характеризуются все-
возможными взаимными расположениями двух и более
полок одинаковой или различной толщины и длины.
Внутренние и внешние углы обычно имеют радиусные
скругления.
Профили рассмотренного сортамента имеют макси-
мальную площадь сечения 20 см2, длину до 6 м и изготав-
ливаются в промышленности из титановых сплавов ОТ4,
ОТ4-1, ВТ5, ВТ5-1, ВТ6, ВТ 14, ВТ20.

Предельные отклонения на размеры поперечного се-
чения указывают в чертежах (нормалях), как правило,
они составляют на габаритные размеры +jj’< мм, а на
толщины полок мм.

Механические свойства профилей, определенные на
образцах, вырезанных в продольном направлении и под-
вергнутых отжигу, должны удовлетворять следующим 1
значениям:

	OT4	ОТ4-1	BT5	ВТ5-1	ВТ6	ВТ14	ВТ20
ав, кгс/мм2 . .	70	60	75	80	92	90	95
6, %		10	12	8	8	10	6	7
м>, %		27	—	—	—	—	30	20
ан, кгс«м/см2.	3	—	—	—	—	3,5	3

Поверхность профилей должна быть без трещин, рас-
слоений, металлических и неметаллических включений.
Шероховатость поверхности должна составлять Rz^
s^20 мкм по ГОСТ 2789—73. Макроструктура профилей
не должна иметь трещин, утяжин, расслоений, волосовин,
пор, металлических и неметаллических включений, види-
мых без применения увеличительных приборов.

Величина зерна, определяемая по 10-балльной шкале,
не должна превышать 3-го балла. У профилей с толщиной
полки одного из элементов более 8 мм допускается нали-
чие отдельных участков макроструктуры с величиной
зерна 5 баллов, если их общая площадь не превышает
одной трети площади сечения профиля.

На поверхности профилей допускаются продольные
выступы до 2,0 мм, получающиеся в результате затека-
ния металла в резъемы матриц. Допускаются поверх-
ностные дефекты, просматриваемые на макротемплетах,
в пределах установленных величин предельных отклоне-
ний: вмятины, забоины, плены, пузыри, различного рода
запрессовки, риски, задиры, если они не выводят профи-
ли за пределы минусового отклонения по размерам. Глу-
бину залегания дефектов определяют контрольной за-
чисткой.

1 При контроле на плоских образцах определяют только qd и 6.
Требования к правилам приемки и методам испыта-
ний аналогичны требованиям, предъявляемым к конст-
рукционным профилям из титановых сплавов.

Профили переменного сечения

Основные разновидности профилей переменного сече-
ния из титановых сплавов представлены на рис. 32 —
сечения утолщенной (законцовочной) части профиля и
вписанные в них сечения утоненной (профильной) части.

По конфигурации поперечного сечения профильной
части все профили можно разделить на две группы: тав-
рообразные и корытообразные.

По конфигурации поперечного сечения законцовочной
части профили можно разделить на три группы: с пря-
моугольной законцовкой, с корытообразной законцовкой
и с законцовкой произвольного сечения.

Такое различие конфигурации профильной и закон-
цовочной частей объясняется, главным образом, конст-
руктивными соображениями. При изготовлении готовой
детали профильную часть подвергают относительно не-
большой механической обработке (в основном продоль-
ному фрезерованию для придания профилю заданной
клиновидности), а законцовочную часть — значительной
механической обработке для изготовления узла крепле-
ния детали или ее соединения с остальными элементами
конструкции.

Ниже приведены геометрические характеристики про:
филей переменного сечения из титановых сплавов:

I	п	ш

Площадь сечения, см2:
законцовочной части .
профильной части . .

П = Рз.ч/Рп.ч...............

80—130
35—55

2,3—2,5

60-140
15—45

3,1—4,5

180—200
35-42

, 4,6-5,5

Все профили разбиты на три группы (I-—III) по ос-
новному геометрическому показателю — отношению пло-
щадей сечения законцовочной и профильной частей п.
Этот показатель имеет важное значение при разработке
технологии прессования. Чем выше п, тем больше долж-
на быть вытяжка при прессовании профильной части.
Это объясняется тем, что минимальная вытяжка при
прессовании законцовочной части принимается из усло-
вий получения заданной структуры (минимальной раз-
Рис. 32. Сортамент профилей переменного сечения
йозернистости) и механических свойств и обычно изме-
няется в довольно узких пределах.

Чем больше величина п, тем более высокие удельные
давления или повышенная температура нагрева загото-
вок требуются при прессовании.

Однако это не всегда возможно. Поэтому профили с
более высокими значениями п, при прочих равных усло-
виях, считаются менее технологичными.

При всей важности показателя п его величина не яв-
ляется единственным критерием определения группы
сложности. Большое значение имеет также конфигура-
ция сечения профильной и законцовочной частей. Поэто-
му выше не рассмотрены профили корытообразной фор-
мы, прессование которых, несмотря на весьма малые
значения показателя п (~2,1—2,5), представляет зна-
чительные трудности. Это объясняется тем, что вследст-
вие корытообразной формы профильной и законцовоч-
ной частей при их прессовании необходимо использова-
ние матриц с консольным элементом. Наличие этого
элемента в матрице снижает ее стойкость, затрудняет
обеспечение заданной геометрии толщин полок профиля
и требуемого качества поверхности внутреннего кон-
тура.

Профили переменного сечения, указанные на рис. 32,
являются специальным видом полуфабрикатов. Поэтому
технические требования к ним содержат положения, ко-
торые касаются только этого вида изделий.

Смещение и поворот законцовочной части относи- .
тельно профильной части, а также отклонение оси закон-
цовочной части относительно оси профильной части до-
пускаются в пределах, обеспечивающих вписывание
чистовых габаритных размеров с припуском на механи-
ческую обработку не менее 2 мм.

На профилях допускаются саблевидность и црогиб,
не превышающие 5 мм на 1 пог. м, но не более 7 мм на
всю длину профильной части. Величина прогиба любой
плоскости профиля в поперечном направлении не должна
превышать 3% от ширины полки профиля.

Допуск на длину профиля устанавливается +40 мм
( + 20 на длину профильной части и +20 мм на длину
законцовочной части).

Величина зерна в профильной части не должна пре-
вышать 4-го балла по 10-балльной шкале. На законцо-
вочной части величина зерна не должна превышать зна-
ТАБЛИЦА 24

Механические свойства профилей переменного сечений
из титановых сплавов

Место вырезки образца	Направление вырезки образца	Марка Сплава	Механические свойства, не менее			
			кгс/мм2	б, %	ф. %	S и s' * 6
Профильная и за-	Продольное	ВТ22	по	7	17	2,2
концовочная части		ВТ20	95	10	25	3,5
		ВТЗ-1	100	8	25	2,5
Законцовочная	Поперечное (по	ВТ22	105	6	12	2,0
часть	высоте и шири-	ВТ20	90	6	17	3,0
	не)	ВТЗ-1	—	—	—	—

чений, отвечающих 6-му баллу. При этом допускаются
участки с зерном, соответствующим 8-му баллу.

Механические свойства профилей переменного сече-
ния при комнатной температуре приведены в табл. 24.

Контролю механических свойств и макроструктуры
подвергают каждый профиль на образцах, вырезанных
из законцовочной и профильной частей. Из законцовоч-
ной части образцы вырезают в трех взаимно перпенди-
кулярных направлениях: в продольном и в поперечном
по ширине и по высоте. Из профильной части образцы
вырезают только в продольном направлении. На каждое
направление испытывают по одному образцу на растяже-
ние и по одному образцу на ударную вязкость.

При получении неудовлетворительных результатов
первичного контроля механических свойств проводят
повторные испытания на удвоенном количестве образцов.

Макроструктуру профилей контролируют на макро-
темплетах, вырезанных из профильной и законцовочной
частей. В случае неудовлетворительных результатов
контроля макроструктуры профили подвергают повтор-
ному контролю. При отрицательных результатах повтор-
ного контроля профили бракуют.

Полые профили

Основные типы полых профилей из титановых спла-
вов показаны на рис. 33. Значительную часть сортамен-
та полых профилей составляют профили петельно-шар-
нирного типа.

Конструкции петельно-шарнирных профилей доволь-
но разнообразны. Однако для всех них характерны сле-
дующие отличительные особенности: весьма малая пло-

Рис. 33. Сортамент полых профилей

щадь отверстия по сравнению с площадью поперечного
сечения профиля, резко выраженная асимметричность
расположения отверстия относительно центра тяжести
сечения профиля, значительное соотношение толщины
полок и их ширины, а также толщин полок и толстых
бульб [16].
На практике наиболее часто используют однополоч-
ные петельные профили, однако в ряде случаев применя-
ют профили с двумя тонкими полками. Петельные про-
фили с количеством тонких полок более двух практиче-
ски не применяют. При разработке и освоении
технологии производства полых профилей к ним был
предъявлен ряд специальных технических требований:

а)	профили не должны иметь расслоений по шву;

б)	искажение формы внутреннего отверстия не долж-
но выводить размеры отверстия, габаритный размер про-
филя и толщину стенки в зоне отверстия из пределов до-
пуска.

Все остальные требования к полым профилям анало-
гичны предъявляемым к тонкостенным профилям.

Контроль механических свойств производят на
плоских образцах в объеме 20,0% профилей от партии,
вырезанных с выходного конца.

Контроль макроструктуры производят от выходного
и утяжинного концов на 20% профилей от партии.

При обнаружении на макротемплете расслоения по
сварному шву и утяжины производят повторный конт-
роль этих профилей до полного выведения дефектов.

На поверхности профилей не должно быть трещин.
Общий фон шероховатости поверхности профилей дол-
жен быть не менее V3, при этом допускаются отдельные
дефекты в виде рисок, царапин, задиров и др., если глу-
бина их залегания не выводит профиль за пределы ми-
нусового допуска. Остальные требования к правилам
приемки и методам испытания полых профилей анало-
гичны описанным для тонкостенных профилей.

2. ОСНОВНЫЕ СХЕМЫ ПРЕССОВАНИЯ

Широкий сортамент прессованных профилей из тита-
новых сплавов, различие их продольной и поперечной
геометрии, высокий уровень требований, предъявляемых
к ним в условиях эксплуатации, а также стремление по-
высить производительность их изготовления и эффектив-
ность применения вызвали необходимость разработки
большого количества схем прессования.

Ниже рассмотрены основные схемы прессования, ис<
пользуемые в промышленности.
Схема прессования прутков и профилей с припусками
на механическую обработку

По этой схеме прессование осуществляют с прямым
истечением.

Наибольшее распространение эта схема получила по-
сле разработки метода Сежурне, когда впервые были
применены стеклянные смазки (рис. 34).

Слиток 3 подают в

Рис. 34. Схема прессования прутков
и профилей с припусками на механи-
ческую обработку

контейнер 2 и прессштем-
пелем 1 выдавливают в
очко матрицы 5. В про-
цессе прессования стек-
лошайба 4 постепенно оп-
лавляется, и расплавлен-
ная часть стекла уносит-
ся профилем через канал
матрицы, создавая хоро-
шую смазочную среду.
Поверхность отпрессо-
ванного профиля после
его охлаждения покрыта

ровным слоем стекла.

Рассмотренный процесс имеет ряд достоинств.

1.	Относительная простота, возможность примене-
ния на любой прессовой установке и в вертикальном и
горизонтальном исполнении.

2.	Поскольку стекло является очень хорошей смазкой
и в то же время тепловой изоляцией между инструмен-
том и горячим металлом, становится возможным приме-
нение матриц, выполненных из обычных штамповых ста-
лей.

3.	Возможность получения толстостенных профилей
практически любой конфигурации, размеры сечения
которых ограничиваются только внутренним дйамет-
ром втулки Контейнера и коэффициентом вы-
тяжки.

4.	Малая энергоемкость. Как показано в работе [118],
затраты энергии на преодоление трения металла о внут-
реннюю поверхность контейнера настолько малы, что их
можно не учитывать при инженерных расчетах усилия
прессования. Поэтому по сравнению с другими схемами
при прочих равных условиях прессование изделий мож-
но вести при более низкой температуре. Это оказывает
положительное влияние на стойкость инструмента, а так-
же на механические свойства изделий.

Наряду с достоинствами эта схема имеет и ряд не-
достатков.

1.	Ограниченная возможность получения изделий
большой длины, потому что при прессовании происходит
интенсивный расход стеклосмазки, вследствие чего ма-
териала стеклошайбы не хватает для покрытия всей по-
верхности при прессовании длинномерных профилей.

2.	Невозможность получения изделий с тонкими эле-
ментами и высокой чистотой поверхности, так как приме-
нение стеклосмазок вызывает на поверхности изделий
дефекты, называемые «рябизной» [72].

3.	Необходима специальная подготовка слитка, за-
ключающаяся в оформлении его переднего конца в виде
усеченного конуса с целью предохранения стеклошайбы
от раздавливания в начальной стадии прессования.

4.	Трудность выравнивания скоростей течения массив-
ных и тонких элементов.

Схема прессования профилей
без припусков на механическую обработку

Эта схема аналогична схеме прессования прутков и
профилей с припусками на механическую обработку.
Однако в схеме есть существенное отличие — отсутству-
ет стеклошайба между заготовкой и матрицей. Заменой
стеклошайбы послужило покрытие из ZrO2, наносимое
методом плазменного напыления на рабочую поверх-
ность матрицы. Это покрытие обладает низкой тепло-
проводностью и значительной износостойкостью в усло-
виях высоких удельных давлений и температур, что по-
зволяет получать профили с толщиной до 1 мм.

Основное преимущество этой схемы по сравнению с
прессованием профилей с припусками на механическую
обработку — значительное улучшение качества поверх-
ности. Это обеспечивается тем, что при прессовании по
рассматриваемой схеме у матрицы образуется упругая
(пластически недеформируемая) зона металла, создаю-
щая высокие сдвиговые деформации в поверхностных
слоях заготовки. Последнее вызывает интенсивное обнов?
ление слоев металла, формирующих периферийные зоны
профиля, а это в свою очередь улучшает качество по-
верхности профилей и стабилизирует показатели мехр?
нических свойств.
Однако схема имеет следующие серьезные недо-
статки.

1.	Высокие затраты энергии на осуществление сдви-
говых деформаций на границе раздела упругой и пласти-
ческой зон, что существенно повышает значения усилий
прессования и удельные нагрузки на контактных поверх-
ностях инструмента.

2.	Низкая стойкость напыленного слоя двуокиси цир-
кония — выдерживает только одну прессовку — приводит
к чрезмерному увеличению парка матриц одного типо-
размера.

3.	Пониженная стабильность геометрических парамет-
ров профилей одного типоразмера, прессуемых через
разные матрицы. Это вызвано применением матриц, со-
стоящих из нескольких частей. Использование целиковых
матриц невозможно, поскольку нельзя произвести на-
несение напыленного слоя и быстрое разделение профи-
ля и матрицы для предупреждения ее перегрева.

4.	Повышенная хрупкость напыленного слоя и его
чувствительность к влагонасыщению, требующие спе-
циальных способов транспортировки и складирования
напыленных матриц, а также исключающие долгосроч-
ное их хранение. Насыщенный влагой напыленный слой
резко снижает адгезию к основному материалу матриц.

Схема прессования профилей переменного сечения

Эта схема (рис. 35) разработана авторами на основе
известной схемы прессования законцовочных профилей
из алюминиевых сплавов [И9].

Схема состоит из контейнера 2, в который перед по-
дачей слитка 4 устанавливают фигурные стеклошайбы
9 — одну на законцовочную матрицу 5, другую на про-
фильную матрицу 6. Обе матрицы опираются на клинья
7 и через прессшайбу 3 посредством прессшт^мпеля /
давление передается на обрабатываемый слиток 4 —
происходит прессование профильной части. После окон-
чания этого цикла снимают давление в главном цилинд-
ре пресса, отжимают контейнер 2, разводят опорные
клинья 7, вновь придвигают контейнер, включают дав-
ление, и процесс прессования продолжается — прессует-
ся законцовочная часть профиля. При этом профильная
матрица 6, получив свободу перемещения вдоль оси
прессования, передвигается вместе с законцовочной ча-
стью.
Рассмотренная схема и ее конструктивное исполне-
ние имеют ряд преимуществ.

1.	Обеспечивается возможность прессования профи-
лей любой длины (в объеме слитка) с разнообразной
конфигурацией поперечного сечения профильной и за-
концовочной частей.

1 2	3 115 7	10 6 8

Рис. 35. Схема прессования профилей переменного сечеиия:

а — прессование профильной части; б — прессование законцовочной части;
/ — прессштемпель; 2 — контейнер; 3 — прессшайба; 4 — слиток; 5 — законцо-
вочная матрица; 6 — профильная матрица; 7 — клиновой затвор; 8 — профиль-
ная часть; 9 — стеклошайба; 10 — законцовочная часть; 11 — противник

2.	Обеспечивается минимальная продолжительность
остановки процесса прессования при переходе от про-
фильной части к законцовке. Это качество важно для ис-
ключения захолаживания металла в контейнере и умень-
шения анизотропии механических свойств в законцовоч-
ной части профиля.

3.	Имеется возможность ведения процесса прессова-
ния со смазкой контейнера, а также установки специаль-
ных смазочных шайб, надежно разделяющих контактные
поверхности матрицы и прессуемого металла.

4.	Составная конструкция матриц обеспечивает на-
дежный ремонт и доводку геометрических параметров
рабочих поясков.

Схема имеет и некоторые недостатки.

1.	Высокая энергоемкость вследствие одновременно-
го прессования через две последовательно расположен-
ные матрицы.

2.	Необходимость точной и надежной центровки за-
концовочной и профильной матриц относительно друг
друга.

3.	Возможность осуществления процесса только на
прессах мундштучного типа.
Схема прессования
тонкостенных профилей с законцовкой

Эту схему в промышленности применяют в опытном
масштабе. Схема (рис. 36) состоит из контейнера 4, в
котором расположен слиток 3, выдавливаемый с помо-
щью прессшайбы 2 пуансоном 1 через каналы последо-

Рис. 36. Схема прессования тонкостенных профилей с закон-
цовкой:

а — исходное положение; б — прессование законцовочной
части

вательно установленных в матрицедержателе 7 мат-
риц— законцовочной 5 и профильной 6. Прессуется
только тонкостенная профильная часть 9. Затем дав-
ление снимают, открывают затвор пресса 5, выводят в
нерабочее положение матрицедержатель, причем закон-
цовочная матрица остается прижатой к контейнеру, за-
меняют профильную матрицу силовой проставкой, быст-
ро задвигают мундштук обратно и прессуют законцовоч-
ную часть профиля.
Основной недостаток схемы состоит в том, что тре-
буется определенное время для смены инструмента пу-
тем выдвижения мундштука в нерабочее положение.
При медленной смене инструмента может захолодиться
оставшаяся в контейнере часть слитка. Кроме того, при
движении профильной матрицы может быть выведена в
брак тонкостенная профильная часть.

Последовательно расположенные матрицы существен-
но повышают энергоемкость схемы.

Процесс перехода от прессования профильной части
к прессованию законцовочной требует относительно
сложных операций перестановки и замены матриц.

Положительным качеством схемы является то, что
она позволяет получать тонкостенные законцовочные
профили, требующие значительно меньшей механиче-
ской обработки по сравнению с обычными профилями
переменного сечения.

Схема прессования полых профилей

Процесс прессования по этой схеме принципиально
отличается от процессов, осуществляемых по схемам,
рассмотренным выше. Основное отличие состоит в том,

что из заготовки сплошного
сечения формируется по-
лый профиль. Такой про-
цесс называется «прессова-
ние со сваркой» [120, 121].

Схема процесса пред-
ставлена на рис. 37. Заго-
товку помещают в контей-
нер 2. В процессе распрес-
совки и последующего прес-
сования заготовка 4 под

1	234567

Рис. 37. Схема прессования полых
профилей

давлением, передаваемым

прессштемпелем 1 через прессшайбу 5, рассекается
гребнем (рассекателем) 5 на два или более пото-
ков в зависимости от конструкции матрицы. Эти по-
токи обтекают иглу и под действием высокого гидроста-
тического давления, создаваемого при прессовании, сва-
риваются в карманах матрицы 6, образуя монолитное
соединение. Окончательное формообразование полого
профиля 7 происходит в кольцевом зазоре между мат-
рицей и иглой, выполненной как одно целое с рассекате-
лем или скрепленной с ним.
Рассмотренная схема для прессования полых титано-
вых профилей имеет два основных достоинства.

Возможность осуществления схемы на любых прес-
совых установках мундштучного типа, а также с пово-
ротным или поперечно перемещающимся матрицедержа-
телем.

Надежная балансировка потоков металла, обтекаю-
щих иглу.

3. ДЛИТЕЛЬНОСТЬ И СКОРОСТЬ ДЕФОРМАЦИИ
ПРИ ПРЕССОВАНИИ

Как было показано в гл. I, п. 4, одной из важнейших
характеристик процессов обработки металлов давлением
и, в частности, процесса прессования, определяющих ве-

678910111218

Рис. 39. Схема к определению границ ОЧПЗ при
прессовании круглого сплошного профиля через
коническую матрицу (по И. Л. Перлину)

Рис. 38. Схема деформации координатной сетки
при прессовании с прямым истечением с эффек-
тивной смазкой контейнера (по Ю. П. Глебову)

личину сопротивления деформации деформируемого ме-
талла, является скорость деформации, представляющая
градиент нарастания величины деформации во времени

8 = d&/dxt	(31)

или, переходя к средней ее величине:

еСр = е/т,	(32)

где е и т — соответственно степень и длительность де-
формации.
Ввиду высоких значений деформаций, реализуемых в
процессе прессования, за величину 8 целесообразно при-
нимать интегральную деформацию 8=1пц, где р— коэф-
фициент вытяжки. Это объясняется тем, что при боль-
ших величинах вытяжки различия между интегральной
деформацией и величиной относительного обжатия 8=
= 1—1/ц весьма существенны.

Длительность деформации представляет собой время
нахождения деформируемого металла в обжимающей
части пластической зоны (ОЧПЗ). Поэтому величину т
можно определить из соотношения

Т = ^ОЧПЗ^с»	($$)

где Вс — объем металла, истекающего из ОЧПЗ за
1 с (секундный объем):

Вс = Fnp ^ист,	(34)

где Гпр — площадь поперечного сечения прессизделия;

иист — скор°сть истечения прессизделия из канала
матрицы.

Из формул (33) и (34) следует, что объем ОЧПЗ яв-
ляется параметром, который однозначно определяет вели-
чину длительности деформации, а при заданном значении
степени деформации — величину скорости деформации.

Для определения объема ОЧПЗ необходимо постро-
ить поверхности (в плоскости чертежа — линии), ограни-
чивающие указанный объем.

При прессовании профиля сплошного сечения из
сплошной заготовки ОЧПЗ выделена тремя граница-
ми: передней, наружной боковой и задней. При прессо-
вании трубы или пустотелого профиля из полой заготов-
ки появляется дополнительная внутренняя боковая гра-
ница ОЧПЗ. Однако поскольку последняя однозначно
определяется геометрией иглы, при прессовании как про-
филей сплошного сечения, так и полых профилей и труб
достаточно определить геометрию передней, задней и
наружной боковой границ ОЧПЗ.

Вопросы теории и практики определения геометрии
границ ОЧПЗ рассмотрены в работах [86, 122—127].

Одной из наиболее корректных представляется мето-
дика, предложенная Ю. П. Глебовым для прессования
алюминиевых сплавов с прямым истечением в условиях
трения, обеспечиваемых использованием эффективной
смазки контейнера. Согласно этой методике задняя гра-
ница ОЧПЗ может быть представлена в виде геометри-
ческого места точек начала искривления продольных ли-
ний координатной сетки, первоначально параллельных
оси прессования — линия АВС на рис. 38. Переднюю гра-
ницу ОЧПЗ в работе [123] рекомендуется определять
как геометрическое место точек выпрямления криволи-
нейных линий тока в конце пластической зоны — линия
DEF на рис. 38.

Согласно данным работы [123], угол DEF составля-
ет 90—100°. Это соответствует рекомендациям Джонсона
и Кудо [128], а также А. Д. Томленова [129] для про-
цесса выдавливания в условиях плоской деформации.
В то же время И. Л. Перлин [86] считает, что передняя
граница ОЧПЗ может быть с достаточной точностью
представлена дугой окружности, концентрично описыва-
ющей заднюю границу ОЧПЗ и проходящей через точки
раздела образующей конуса матрицы и ее рабочего
пояска — пунктирная линия 5—5 на рис. 39.

Наружная боковая граница ОЧПЗ при прессовании
со смазкой в коническую матрицу с углом наклона об-
разующей и оси прессования, равным или меньшим
60°, практически полностью определяется конфигурацией
входной воронки матрицы.

Таким образом, определение границ ОЧПЗ при прес-
совании со смазкой в коническую матрицу в результате
работ [128, 129] получило практически однозначное ре-
шение.

Однако распространение этой методики на процессы
прессования с прямым истечением без смазки контейне-
ра или со смазкой, не обеспечивающей надежного экра-
нирования поверхностей контейнера и заготовки (что
имеет место при прессовании титановых сплавов), вызы-
вает затруднения. Как показано в работе [130], при прес-
совании титана координатная сетка с самого начала про-
цесса претерпевает существенную деформацию. Это мож-
но объяснить высокой неравномерностью деформации по
сечению заготовки, при которой периферийные слои по-
лучают значительно более высокие сдвиговые деформа-
ции, чем центральные. По мере прохождения процесса
прессования деформация к определенному сечению по
длине заготовки представляет сумму деформаций, на-
копленных в ходе прессования. Это приводит к увеличе-
нию неравномерности деформации в поперечном сеченйй
заготовки в течение всего периода ее перемещения в
контейнере.

Отсутствие установившегося процесса при прессова-
нии титановых сплавов не дает возможности использо-
вать методику определения задней границы ОЧПЗ, пред-
ложенную Ю. П. Глебовым, и для нахождения этой
границы приходится использовать гипотетические поло-
жения, проверяемые на основе экспериментальных дан-
ных.

Более обоснованно определение геометрии наружной
боковой границы ОЧПЗ, которая на основании выводов
работ [131, 132] при прессовании через плоскую матри-
цу может быть представлена в виде линии кратчайше-
го спуска — брахистохроны, описываемой уравнением
циклоиды, средневзвешенный угол наклона которой к оси
прессования аСр.взв = arctg =57,5°.

На этой основе образующую боковой границы мож-
но представить в виде циклоиды со средневзвешенным
углом наклона к оси прессования аСр.взв~60°.

Построение наружной боковой границы ОЧПЗ дает
некоторые отправные положения для построения задней
границы, так как определяет точки контакта этой гра-

ницы с поверхностью кон-
тейнера— точки Л и С на
рис. 40.

При этом заднюю гра-
ницу можно представить
в виде сферической по-
верхности с радиусом,
равным расстоянию от
точки А или С до оси
прессования по линии, за-
мыкающей наружную бо-
ковую границу — линии
АО или СО на рис. 39.

Переднюю границу
ОЧПЗ на основе рекомен-
даций работы [86] мож-
но представить в виде
сферической поверхно-
сти с радиусом, равным
расстоянию от точки Д'

заготовки
или С' до оси прессования — линия А'О или С'О на
рис. 40. Таким образом, объем ОЧПЗ при прессовании
круглого прутка из цилиндрической заготовки, согласно
рис. 40, составляет

^очпз=	^з»	(35)

где Вх и В2— соответственно объемы шаровых секторов
ОАВС и О'А'В'С'.

В конечном виде после преобразований

5очпз=14^^-^);	(36)

при а=60°

Вочпз = 0Ж-ОЗк).

(37)

Рис. 41. Схема к определению объема
ОЧПЗ при прессовании полого профиля
из полой заготовки

Поскольку различия
в кинематике течения при
прессовании круглых
прутков и фасонных про-
филей проявляются толь-
ко в обжимающей части
пластической зоны, мож-
но считать, что геометрия
задней границы ОЧПЗ
при прессовании прутков
и профилей будет неиз-
менной.

Геометрия передней
границы ОЧПЗ должна,
конечно, зависеть от фор-
мы профиля. Однако
вследствие того, что ее
влияние на объем ОЧПЗ
сравнительно невелико,
особенно при прессова-
нии с большими вытяжка-

ми, ее можно так же, как и при прессовании прутков,
представить в виде сферической поверхности АВС. На
этом основании объем ОЧПЗ при прессовании фасонно-
го профиля можно считать равным объему при прессо-
вании равновеликого прутка.

При этом DK в формуле (36) или (37) рассчитывают
как приведенный диаметр

^ = £>n = r4FDP/«.

(38
где Fnp — площадь поперечного сечения фасонного
профиля.

При прессовании трубы или полого профиля из полой
заготовки с иглой постоянного сечения (рис. 41) объем
ОЧПЗ выражается следующей зависимостью:

^ОЧПЗ —	^2	В4 "I" ^5»

(39)

где Вь В2, В3, В4, В6—объемы соответственно шарово-
го сектора OABCDE, шарового секгора
ONMLKF, шарового сегмента BCD, цилинд-
ра MBDK и шарового сегмента MLK.

После некоторых преобразований значения составля-
ющих объемов можно представить в виде

В1 = to ” » DH П — cos а),

12 sin3 а н

(40)

12 sin3 а к

В3 = 77AT-(2Dk+ /D’-^sin’a) X

24 sin3 а \ г н нг /

х (Dti— V Dl—4sin2a(41)

В. = - я - d V^—d2 sin2а —

4	8 sin3 а иг r н "г

—	— Сsir|2 а >	(42)

В. = —--(2В + С sin2 а) X

5 24sin3a	“ "г 1

X (Ок- KD2-4rsin2a(43)

Подставляя значения составляющих объемов в фор-
мулу (39) и принимая a = 60°, после несложных преоб-
разований получаем:

ВОЧПз = 0,4 Р2-0,754)3/’-

- (D2 - 0,754)3/2 - 0,5 (D® - ^).	(44)

Подставляя в формулу (33) выражения объемов
ОЧПЗ из формул (36) и (39) и секундного объема из
формулы (34), получаем выражения для определения
Длительности деформации, а затем, используя формулу
(32), выражения для определения скорости деформации.

Так, при прессовании сплошного профиля из круглой
заготовки

т == (1 — cosa)(pDH —£>к).	(45)

3 sin8 а иИст

= 31npsin8auHCT	(4Ф

ср (1 -cosa)(p.DH-DK) ‘

При прессовании трубы или полого профиля из полой
заготовки

т	(Dg- 0,754)^ - (^k-0,754)3/2-0.5(D^ . „

2(°к-<4)уист

8СР = -------------------------------------- (48)

4.	ОСОБЕННОСТИ РАСЧЕТА
СИЛОВЫХ УСЛОВИЙ ПРЕССОВАНИЯ

Для расчетного определения силовых условий прес-
сования наиболее широко используют аналитические за-
висимости, предложенные И. Л. Перлиным [86]. При-
менительно к прессованию титановых сплавов расчет
имеет некоторые особенности, определяемые в основном
различием условий контактного трения в разных процес-
сах.

При прессовании прутков, толстостенных профилей
с припусками на механическую обработку и профилей
переменного сечения, проводимом с использованием
стеклянных смазок, напряжения контактного трения
очень невелики и ими можно в инженерных расчетах
пренебречь.

При прессовании тонкостенных профилей без припу-
сков на механическую обработку, проводимом без смаз-
ки, напряжения трения можно рассчитать по закону Зи-
беля:

K = f.sa.	(49)

Однако, учитывая, что напряжение трения в этом
процессе обычно не достигает величины предела текуче-
сти на сдвиг, коэффициент трения fs в формуле (49)
можно принять равным 0,25—0,35.
При прессовании полых профилей с «рубашкой» в
зоне контейнера имеет место срез «рубашки» прессшай-
бой, поэтому для определения напряжения трения в зо-
не контейнера коэффициент трения в формуле (49) мож-
но принять равным его максимальному значению fs=
= 0,5. Условия трения в обжимающей части пластиче-
ской зоны для этого процесса примерно идентичны ус-
ловиям, наблюдаемым при прессовании тонкостенных
профилей, поэтому для расчета напряжений трения в
этой зоне коэффициент трения можно также принять
равным 0,25—0,35.

Некоторые особенности при расчете усилий прессо-
вания полых профилей определяются тем, что процесс
ведут при использовании матриц с утопленным рассека-
телем. Усилие трения металла о рассекатель матрицы,
как показано в работах [16, 133], можно определить по
формуле



nD„

Нг
sin р

Kpln

яОн..

л°н.-*«(4+я5р)

(50)

Геометрические параметры, входящие в формулу
(50), показаны на рис. 42.

Напряжение трения металла о поверхность рассека-
теля можно определить по формуле (49) с использова-
нием fs = 0,254-0,35.

Прессование профилей пере-
менного сечения из титановых
сплавов осуществляют в основ-
ном по методу «двухпозиционно-
го клина». При этом наиболее
энергоемка начальная стадия
процесса, когда происходит исте-
чение металла через две последо-
вательно расположенные матри-
цы. В этом случае усилие прессо-
вания через профильную матри-
цу можно рассматривать как
противодавление, приложенное к
профилю, выходящему из закон-
цовочной матрицы. Тогда полное

Рис. 42. Схема к определе*
нию усилия трения Гр прН
прессовании через матрицу
с утопленным рассекателем

усилие прессования составит

^2 —	(51)
где Рх — усилие прессования законцовочной части с
вытяжкой ц из круглой заготовки;

Р2—усилие прессования профильной части из за-
концовки.

Примерный расчет для такого процесса применитель-
но к профилям из алюминиевых сплавов приведен в ра-
боте [127].

При прессовании труб с использованием стеклянных
смазок напряжения трения на наружной с внутренней по-
верхностях заготовки вследствие различных условий
смазки существенно отличаются. При этом напряжения
трения на наружной поверхности заготовки можно не
учитывать, а для определения напряжений трения ме-
талла по игле коэффициент трения в формуле (49)
можно принять равным 0,10—0,20.

5.	ВЫБОР РАЗМЕРОВ ЗАГОТОВОК

И УСЛОВИЙ ИХ ПРЕДВАРИТЕЛЬНОЙ ДЕФОРМАЦИИ

В работе [86] указано, что размеры заготовки долж-
ны быть оптимальными, т. е. она должна иметь макси-
мально возможный объем при обеспечении заданных ха-
рактеристик качества прессизделий, максимального выхо-
да годного и минимальной стоимости прессового пере-
дела.

Однако технологические особенности горячего прес-
сования затрудняют достижение оптимальных значений
различных показателей. Так, при определенном объеме
заготовки увеличение ее диаметра приводит к увеличе-
нию вытяжки, что положительно влияет на структуру
изделий и уровень механических свойств. Вместе с тем,
это приводит к повышению удельного давления прессо-
вания и отрицательному влиянию на стойкость инстру-
мента и работу стеклосмазок. Поэтому выбор размеров
заготовки необходимо делать, исходя из геометриче-
ских параметров конкретного профиля и с учетом осо-
бенностей технологии, по которой этот профиль может
быть изготовлен.

Для профилей, изготовляемых по технологии прессо-
вания со стеклосмазками, условие максимального объе-
ма заготовки может быть соблюдено, поскольку этот
процесс наименее энергоемок и позволяет устанавливать
степень деформации и температуру прессования в ши-
роком диапазоне.
Для тонкостенных профилей (конструкционных и пет-
левых), изготовляемых по технологии прессования через
матрицы с покрытием двуокисью циркония, условие ис-
пользования максимального объема заготовки сущест-
венно ограничивается высокой энергоемкостью и лими-
тируемой продолжительностью процесса прессования,
равной не более 8—10 с, так как более высокая продол-
жительность цикла приводит к разупрочнению прессово-
го инструмента. Поэтому для прессования конструкцион-
ных тонкостенных и петлевых профилей используют за-
готовки ограниченной длины.

Для профилей переменного сечения заготовку выби-
рают такого диаметра, чтобы вытяжка при прессовании
законцовочной части была не ниже минимально допу-
стимой, обеспечивающей достаточную проработку струк-
туры, а вытяжка при прессовании профильной части —
не выше максимально допустимой, определяемой сило-
выми возможностями пресса. Эта взаимосвязь хорошо
описывается коэффициентом п — геометрическим показа-
телем сложности профилей, определяющим отношение
площадей сечения законцовочной и профильной частей.
Минимальную вытяжку при прессовании законцовочной
части принимают с учетом получения заданных структу-
ры (минимальной разнозернистости) и уровня механиче-
ских свойств. Вытяжка обычно изменяется в довольно
узких пределах (2,5—4,0). Принимая во внимание зави-
симость цпроф = пцзак, находим, что вытяжка при прессо-
вании профильной части должна быть в пределах
Цпроф= (2,54-4,0) п. Полученным соотношением в основ-
ном руководствуются при назначении геометрических
параметров заготовки для прессования законцовочных
профилей.

Однако определение диаметра и длины заготовки для
прессования профилей, имеющих малую вытяжку по за-
концовочной части, имеет некоторые особенности. Дело
в том, что малые вытяжки по законцовочной части могут
существенно снижать уровень механических свойств
(особенно в поперечном и высотном направлениях). В ра-
боте [П9] показано, что одним из путей повышения
пластических характеристик в законцовочной части яв-
ляется распрессовка заготовок в контейнере непосред-
ственно перед прессованием профилей. Это необходимо
учитывать при выборе диаметра заготовки.

Основным мероприятием, позволяющим повысить уро-
вень механических свойств профилей, является предва-
рительная деформация заготовок. В зависимости от тех-
нологии изготовления профилей предварительную де-
формацию проводят по различным схемам ковки.

Для профилей, прессование которых ведут с вытяж-
кой в диапазоне 10—20, заготовки подвергают обычной

Рис. 43. Схемы предварительной деформации заготовок для
прессования профилей с одинарной (а) н двойной (б) осадкой-
протяжкой:

I—III — операции; Д — ось слитка

ковке, т. е. осадке в торец до половины начальной высо-
ты, затем протяжке на требуемый диаметр (рис. 43,а).

Для профилей, прессуемых с вытяжкой <10, осо-
бенно для профилей переменного сечения, рекомендует-
ся сложная схема предварительной ковки: низкотемпе-
ратурная двукратная осадка и протяжка с переменой
оси заготовки на последней операции (рис. 43,6). Сте-
пень деформации при осадке составляет 50%, вытяжка
при протяжке 6—8.
6.	ПРЕССОВЫЙ ИНСТРУМЕНТ

Материалы для изготовления прессового инструмента

При прессовании титана и его сплавов инструмент работает при
больших удельных давлениях (часто превышающих 100 кгс/мм2) и
высокой температуре. В таких условиях стойкость инструмента, осо-
бенно матриц, низка. Поэтому выбору материала для изготовления
прессового инструмента уделяют большое внимание. Повысить стой-
кость матриц пытались путем увеличения содержания в стали воль-
фрама (до 12—18%) и хрома (до 9—30%), однако это не привело
к успеху вследствие повышения хрупкости матриц.

В последнее время проводят работы по созданию высоконапря-
женных матричных узлов и матриц из металло- и минералокерами-
ки. Предварительные опробования таких матриц дали положитель-
ные результаты, но широкого промышленного применения они не по-
лучили. Это связано прежде всего с тем, что для прессования прут-
ков и профилей применимы только разъемные конструкции метал-
локерамических вставок, позволяющие быстро проводить отделение
прессостатка и извлечение отпрессованного изделия из матричного
узла. Однако вследствие частых запрессовок и выпрессовок разъем-
ных вставок посадочное гнездо разрабатывается, в результате чего
в частях металлокерамической вставки возникают изгибающие на-
пряжения, приводящие к ее разрушению.

Применение целиковых матричных вставок нецелесообразно в
связи с большими трудностями извлечения профиля из очка матрицы
и отделения прессостатка. Кроме того, опыт прессования в целико-
вые вставки показал, что они разрушаются, а чаще всего выкраши-
вается рабочий поясок при применении даже незначительных удар-
ных нагрузок во время извлечения отпрессованного изделия из ка-
нала матрицы.

При изготовлении прессового инструмента наиболее часто ис-
пользуют сталь ЗХ2В8Ф для сильно нагруженных узлов и сталь
5ХНВ для средненагруженных. Выбор этих сталей обусловлен тем,
что они имеют довольно высокие прочностные характеристики при
комнатной и повышенной температурах.

У стали ЗХ2В8Ф эти характеристики повышаются с увеличением
содержания углерода. Так, при повышении содержания углерода с
0,25 до 0,35% увеличиваются прочностные характеристики и твер-
дость стали на 10—20%. Однако при повышении содержания угле-
рода более 0,4% пластические характеристики стали, особенно удар-
ная вязкость, снижаются. Этот показатель также существенно зави-
сит от масштабного фактора. Так, при увеличении диаметра заготов-
ки с 40—50 до 100—150 мм ударная вязкость снижается в два раза.

Сталь ЗХ2В8 непосредственно после термообработки имеет хо-
рошую износостойкость и удовлетворительное сопротивление терми-
ческой усталости.

Однако при проектировании прессового инструмента следует
учитывать ряд недостатков присущих этой марке стали.

Основной недостаток — малая технологичность при металлурги-
ческом переделе, вследствие чего поковки из стали ЗХ2В8Ф изго-
тавливают массой не более 500 и реже 1000 кг. Это не позволяет
получить из данной стали заготовки для крупногабаритного инстру-
мента: втулок контейнеров, прессштемпелей и других деталей прес-
совых наладок.

Сталь ЗХ2В8Ф имеет малую теплопроводность, что присуще всем
сталям с высоким содержанием вольфрама. Это вызывает неравно-
мерность температурного поля инструмента и может приводить к
его растрескиванию в процессе эксплуатации. Недостатком стали
ЗХ2В8 является также обезуглероживание при нагреве, что снижает
прочностные характеристики поверхностных слоев и, следовательно,
износостойкость инструмента и нарушает его геометрию. Особенно
неблагоприятно сочетание у стали ЗХ2В8Ф малой теплопроводности
с высоким коэффициентом линейного расширения, равным 15,5Х
Х10-в град-1 в интервале 200—500° С. Такое сочетание вызывает
более значительные термические напряжения по сравнению со ста-
лями, имеющими малое содержание вольфрама, и соответственно
более низкий коэффициент линейного расширения. Так, например, у
стали 4Х2ГСВМФ коэффициент линейного расширения равён 8,6Х
ХЮ-6 град-1.

Значительный недостаток стали ЗХ2В8Ф — повышенное содер-
жание дорогого и дефицитного вольфрама. Поэтому в последние го-
ды в связи с увеличением дефицитности вольфрама и напряженно-
стью его сырьевого баланса использование сталей с высоким содер-
жанием вольфрама стремятся сократить.

В качестве заменителя стали ЗХ2В8Ф институтом «УкрНИИ-
спецсталь» разработана и предложена сталь*ДИ22. Важное достоин-
ство этой стали — малое содержание вольфрама. Кроме того, данная
сталь имеет хорошие литейные свойства, и заготовки для прессова-
ния матриц из нее можно получать фасонным литьем. При этом
значительно снижается трудоемкость изготовления матриц и умень-
шается расход металла.

Однако прочностные и пластические характеристики, а также тер-
мостойкость стали ДИ22 несколько ниже, чем стали ЗХ2В8Ф, что
сужает области рационального использования первой.

Крупногабаритный, а также не тяжело нагруженный инструмент
в основном изготавливают из стали 5ХНВ. Она высоко технологична
в металлургическом переделе, хорошо поддается ковке и обработке
резанием, из нее можно изготавливать поковки массой до 50 т и
более.

Сталь при 500° С имеет предел прочности ~110 кгс/мм2, а пре-
дел текучести 95 кгс/мм2.

В настоящее время предложена новая сталь 40ХСМФ, которая
по большинству характеристик превосходит сталь 5ХНВ и предназ-
начена для ее замены. Предел прочности этой стали при 500° С со-
ставляет 130 кгс/мм2, а предел текучести 120 кгс/мм2.

Учитывая достоинства и недостатки рассмотренных выше сталей,
с целью более эффективного их использования разработаны специ-
альные конструкции наиболее нагруженных деталей инструменталь-
ной наладки. Прежде всего к таким деталям относятся контейнеры
и прессштемпели. В ряде случаев прочность контейнера определяет
допустимые температурно-скоростные условия прессования, ограни-
чивает величины степени деформации и длины заготовок. Поэтому их
изготавливают сборными, состоящими из двух и более втулок, поса-
женных с натягом с тем, чтобы уменьшить радиальные растягиваю-
щие напряжения, действующие на рабочую втулку контейнера в про-
цессе прессования.
Кроме того, с целью применения высоконапряженных контейне-
ров их изготавливают ступенчатой формы, причем в этом случае ис-
пользуют только часть рабочей длины втулки. Такая втулка пред-
ставляет собой сочетание собственно втулки и надставки. В этом
случае применяют прессштемпель ступенчатой конструкции, соответ-
ствующий форме рабочей втулки контейнера.

В процессе прессования рабочий стержень прессштемпеля нахо-
дится в рабочей части втулки контейнера, а утолщенная часть пере-

Рис. 44. Втулка контейнера (а) и пресс-
штемпель ступенчатой конструкции (б)

крывает свободное пространство рабочей втулки (рис. 44). Благо-
даря этому обеспечивается полная безопасность работы при высоких
удельных давлениях.

Конструкции инструментальных наладок
для прессования изделии из титановых сплавов

Выпуск изделий из титановых сплавов в опытном и
серийном масштабах с высокими технико-экономически-
ми показателями осуществлен благодаря ряду конст-
рукторских решений, позволивших создать и внедрить
в промышленность инструментальные наладки для прес-
сования различных весьма сложных видов изделий.

Ниже рассмотрены конструкции инструментальных
наладок, применяемых для прессования профилей раз-
личных видов.

Инструментальная наладка для прессования прутков,
толстостенных и тонкостенных профилей
сплошного сечения (рис. 45)

В матрицедержатель, находящийся в нерабочем по-
ложении, устанавливают матрицу, состоящую из не-
скольких частей. Центровка разъемной матрицы осуще*
ствляется по коническому гнезду в матрицедержателе
и по закладной шпонке, установленной в нижней части

Рис. 45. Инструментальная наладка для прессования прутков
толстостенных и тонкостенных профилей сплошного сечения:

1 — подвижная траверса; 2 — прессштемпеледержатель; 3 —
прижимное кольцо; 4 — прессштемпель; 5 — прессшайба; 6 —
втулка: 7 — контейнер; 8 — матрица; 9 — мундштук; 10 — затвор;

11 — направляющая; 12 — шпонка; 13 — наплавка ВЗК

матрицедержателя. Фиксируется толь-
ко одна из частей матрицы (нижняя).
Такая центровка достаточно точно
обеспечивает совпадение очка матри-
цы и профилированного отверстия в
направляющей проводке, которая ус-
тановлена в гнезде с другой стороны
матрицедержателя и крепится к под-
вижному желобу пресса прижимным

Рис. 46. Схема матричного узла (а) и матрицы-вставки (б — без
защитного покрытия, в — с защитным покрытием, полученным
плазменным напылением) для прессования тонкостенных про-
филей

too
устройством. Внутренняя полость проводки в попереч-
ном сечении имеет форму прессуемого изделия с разме-
рами, которые на 5—8 мм больше размеров профиля.
Это в значительной мере предупреждает скрутку и про-
дольное искривление профиля в процессе прессования и
обеспечивает достаточную прямолинейность по всей его
длине. Собранный таким образом инструмент при ис-
пользовании прессов мундштучного типа передвигают в
рабочее положение и закрепляют клиновым затвором в
проставке пресса. При использовании прессов безмунд-
штучного типа, например, с поперечно перемещающимся
(салазковым) матрицедержателем инструмент собира-
ют в коническом гнезде матричной доски, выходной ка-
нал которого при помощи упоров центрируется с направ-
ляющей проводкой. В гнезде матрица центрируется при
помощи закладной шпонки.

Для прессования тонкостенных профилей (рис. 46, а)
используют разъемные матричные вставки 3, которые
устанавливают в матрицедержатель 1 через переходник
2 в коническом гнезде и центрируют путем конической
поверхности 4 и штифта 5.

Инструментальная наладка для прессования профилей
переменного сечения с одной законцовкой

Для прессования профилей переменного сечения из
титановых сплавов на промышленном оборудовании раз-
работан инструментальный блок. Он представлен на
рис. 47, здесь же указаны основные исполнительные раз-
меры его деталей [165].

Конструктивно блок выполнен следующим образом.
Матрицедержатель 1 при помощи прижимного кольца
2 четырьмя болтами прижимается к подкладному диску
3. В прямоугольные торцовые пазы матрицедержателя
устанавливают два клина 4. в которые через отверстия
прижимного кольца ввинчены тяги 5. В матрицедержа-
тель вставляют разъемную профильную матрицу 6, ко-
торая своим выходным торцом опирается на клинья. По-
сле этого в матрицедержатель устанавливают законцо-
вочную матрицу 7, которая выходным торцом опирается
на уступы гнезда матрицедержателя. Центровка матри-
цы в матрицедержателе достигается при помощи шпо-
нок 8 и 9, центровка матрицедержателя в прижимном
кольце — при помощи шпонки 10. Шпонка 8 одновре-
менно является ограничителем хода клиньев. Блок име-
Рис. 47. Инструментальная наладка для прессования профилей
переменного сечения
ет круглую направляющую 11 небольшой длины, что
облегчает выход с изделием профильной матрицы и уда-
ление ее с профиля перед прессованием законцовочной
части.

Инструментальная наладка для прессования
тонкостенных профилей с законцовкой (рис. 48) [12]

В матрицедержатель 4, находящийся в нерабочем
положении, устанавливают нижнюю часть 9 матрицы и

Рис. 48. Инструментальная наладка для прессования тонкостенных профилей
с законцовкой:

а т матричный блок; б — профильная матрица

фиксируют ее закладной шпонкой 5, обеспечивающей
Удержание этой части в гнезде матрицедержателя при
его передвижении. Затем устанавливают левую 6 и пра-
вую 8 части матрицы и фиксируют их чекой 7, концы
которой размещаются в эллиптических гнездах, изготов-
ленных в теле матрицы. Законцовочная матрица 2 уста-
навливается на профильную 3 и центруется по коничес-
ким поверхностям матрицедержателя и профильной мат-
рицы. Собранный блок устанавливают в рабочее поло-
жение и прессуют профильную часть. Затем снимают
давление, открывают клин пресса, выводят в нерабочее
положение мундштук, верхняя левая и правая части
матрицы скользят по наклонным плоскостям контакта,
но от выпадения их удерживает чека. Относительно не-
большое перемещение верхних частей матрицы позволя-
ет полностью освободить зажатую в рабочих поясках
матрицы профильную часть. После извлечения чеки из
гнезда, выполненного в матрицедержателе, все три час-
ти матрицы легко извлекают из гнезда, а на их место
устанавливают силовую проставку, и матрицедержатель
передвигается в рабочее положение, где в контейнере
осталась законцовочная матрица, удерживаемая метал-
лом, находящимся в обратном конусе. После прижима
матрицедержателя к контейнеру 1 и закрытия клина
прессуют законцовочную часть профиля из оставшегося
в контейнере металла.

Инструментальная наладка
для прессования полых профилей

На рис. 49 показана инструментальная наладка для
прессования полых титановых профилей со сваркой
[16]. В качестве прототипа при проектировании взяты
известные варианты конструкций комбинированных мат-
риц для прессования подобных полых профилей из алю-
миниевых и магниевых сплавов [120, 134, 135].

При разработке конструкции в основу были положе-
ны следующие дополнительные требования, определяе-
мые температурно-скоростными и силовыми условиями
прессования титановых сплавов.

1.	Способность кратковременно (0,5—3,0 с) выдер-
живать воздействие высоких давлений (100—
130 кгс/мм2) и температур (^1150° С).

2.	Высокая износостойкость рабочих поверхностей
матрицы и вмонтированной в рассекатель иглы без при-
менения специальных смазок.

3.	Надежная балансировка потоков металла, обте-
кающих иглу в процессе прессования.

4.	Необходимость использования съемного рассека-
теля матрицы, поскольку он имеет низкую стойкость, и
отделение от него титанового прессостатка представляет
значительные трудности.

Наладка состоит из контейнера /, матричного блока,
содержащего корпус матрицы 3 и собственно матрицы 4\
последняя состоит из двух или более частей в зависимо-
сти от сложности профиля. Матрица собирается в кони-
ческой полости подкладки 6 и фиксируется штифтом 10.

12 3 4 5 6 7 8

Рис. 49. Инструментальная наладка для прессования полых профилей

В собранном виде матрицу и подкладку устанавливают
в цилиндрическую полость мундштука 7 с фиксацией по
шпонке 5. По той же шпонке фиксируют корпус матри-
цы 3, охватывающий своим внутренним конусом кониче-
скую поверхность разъемной матрицы 4.

Корпус матрицы 3 имеет фигурную распушку для
установки рассекателя 2. Выступающая из мундштука
коническая часть корпуса матрицы 3 заходит в посадоч-
ное гнездо втулки контейнера 1 пресса. Со стороны про-
ставки 8 в мундштук устанавливают направляющую
проводку 9.

Достоинство инструментальной наладки — надеж-
ная и простая сборка матричного блока. Конструкция
матрицы с вставным рассекателем капсюльного типа
проста в изготовлении, имеет небольшие габаритные
размеры. Благодаря разборности на рабочие поверхно-
сти матрицы и рассекателя с иглой можно наносить за-
щитные керамические или металлокерамические покры-
тия.

Рассмотренная инструментальная наладка имеет так-
же недостатки, основные из которых следующие.

1.	Низкая стойкость матриц. Теплозащитный слой
двуокиси циркония, нанесенный путем плазменного на-
пыления на рабочую поверхность матрицы, выдерживает
только одну прессовку, после чего матрицу подвергают
пескоструйной обработке, реставрации рабочих поверх-
ностей и повторному напылению.

2.	Потребность в увеличенном количестве инструмен-
та, что повышает себестоимость производства профилей.

3.	Не обеспечивается отделение прессостатка в про-
цессе прессования, что вызывает большие трудности его
последующего отделения от рассекателей и прессшайб.

Матрицы

При прессовании профилей матрицы являются наи-
более интенсивно нагруженным прессовым инструмен-
том. В отличие от прессования алюминиевых сплавов
при прессовании титана матрицы подвержены воздейст-
вию не только высоких удельных нагрузок (до 140—
150 кгс/мм2), но и высоких температур (900—1150°С).
Кроме того, при некоторых процессах прессования имеет
место интенсивная приварка деформируемого металла к
материалу матриц. Это вызывает значительное увеличе-
ние напряжений контактного трения, что еще более по-
вышает температуру деформируемого металла и матри-
цы в зонах приварки.

Неоднородное температурное поле вызывает в мате-
риале матриц дополнительные напряжения, в результа-
те чего могут возникнуть напряжения, превышающие
прочностные характеристики материала матриц, что не-
избежно приведет к их разрушению. Поэтому при про-
ектировании матриц в первую очередь принимают во
внимание требования, вытекающие из условий их эксплу-
атации. К основным из этих требований относятся:

а)	сочетание высоких прочностных и пластических
характеристик материала матриц при температурах
прессования;

б)	хорошая теплопроводность во избежание местно-
го перегрева матриц;

ФКО-л,
в)	повышенная износостойкость;

г)	высокое сопротивление термической усталости;

д)	удовлетворительная стойкость в условиях цикли-
ческих нагружений.

Ниже рассматриваются конструкции и способы изго-
товления матриц для прессования профилей из титано-
вых сплавов.

Матрицы для прессования профилей
с припусками на механическую обработку

На рис. 50 показана конструкция типовой матрицы
для прессования титанового профиля типа швеллера.
Исполнительные размеры назначены таким образом,

Рис. 50. Конструкция типовой матрицы для прессования профилей с припус-
ками на механическую обработку

кругон

чтобы полностью избежать концентраторов напряжений.
Для исключения изгибающих моментов передняя часть
матрицы выполнена с небольшим цилиндрическим захо-
дом диаметром, меньшим диаметра втулки контейнера
на 0,4 мм. Средняя часть матрицы изготовлена кониче-
ской с конусностью 6° для центровки ее в гнезде матри-
цедержателя. На рабочую поверхность матрицы наплав-
лен вольфрамокобальтовый сплав, имеющий высокую
износостойкость. Матрица изготовлена из трех состав-
ных элементов, что обеспечивает доступ к любой точке
рабочей поверхности при ее изготовлении и ремонте. Из-
йошенные рабочие поверхности можно отремонтировать
путем повторной наплавки износостойким материалом.
Рабочий поясок рекомендуется выполнять шириной 20—
30 мм, а радиус скругления от передней торцовой по-
верхности матрицы к рабочему пояску 6—15 мм. Такой
переход облегчает подачу смазки на рабочий поясок в
процессе прессования. В целях торможения отдельных
элементов профиля при прессовании применяют рабочие
пояски различной ширины. Очко на переднем торце мат-
рицы должно быть расположено таким образом, чтобы
центр окружности, описанный вокруг профиля, находил-
ся вблизи оси прессования.

В качестве материала для матриц применяют сталь
5ХНВ.

Рабочую поверхность матриц покрывают стеллитом
В2К или ВЗК методом электродуговой наплавки. Элек-
трод— литой, диаметром 5—7 мм с нанесенной обмаз-
кой УОНИ-13. Наплавку проводят на сварочных аппа-
ратах модели ПС-500 или ПСМ-1000 при постоянном
токе 280—420 А. Перед наплавкой матрицы нагревают
до 600—700° С и послойно наплавляют; как правило, на-
кладывается 2—3 слоя стеллита.

Для снятия внутренних напряжений, возникших в на-
плавленном слое и теле матрицы, ее отжигают при 650—
750° С при выдержке 2—3 ч, после чего подвергают тер-
мообработке до твердости HRC 45—48.

Получение точных размеров профилей, особенно
сложной конфигурации, а также увеличение стойкости
инструмента зависят от рационального профилирования
рабочей части матрицы.

Для расчета рабочих размеров канала матрицы ос-
новными исходными данными являются форма, разме-
ры и допуски на размеры поперечного сечения профиля.
Кроме того, учитываются особенности отдельных эле-
ментов профиля и их изменение при прессовании и прав-
ке растяжением.

Для расчета используют формулу

А = Ах + D + (kT + ky + kp) Alt	(52)

где A — размер канала матрицы;

Ах— номинальный размер профиля;

D — верхнее отклонение поля допуска на размер
профиля минус 0,2—0,5 мм;
ky — коэффициент утягивания размеров отдельных
элементов профиля (для профилей типа тавра,
швеллера и др. принимают равным 0,01—0,03);

kp — коэффициент, учитывающий уменьшение раз-
меров при правке растяжением; kp=0,005-?
4-0,01;

kT—величина температурной усадки профиля:

kT — ta — t&iy	(53)

где t — температура нагрева заготовки;

— температура нагрева матрицы;

а—коэффициент линейного расширения прессуемо-
го металла при температуре прессования;

— то же, для материала матрицы.

Уменьшение линейных размеров профиля по сравне-
нию с линейными размерами очка матрицы составляет:

Линейный размер профиля, мм 10—30 30,1—50 50,1—105
Уменьшение размера, % . . . 4,0—7,5 3,0—4,0 1,0—3,0

Наружные углы канала очка матрицы скругляют ра-
диусом не более 2 мм, внутренние углы — радиусом не
менее 5 мм. Это повышает стойкость матрицы и улучша-
ет качество поверхности профиля. Острые кромки матри-
цы приводят к образованию трещин и рванин на кром-
ках профиля. Канал матрицы изготавливают с точно-
стью ±0,15 мм.

После первой прессовки проводят доводку очка мат-
рицы в соответствии с размерами полученного профиля.
Стойкость матрицы до ремонта при прессовании титано-
вых профилей в зависимости от конфигурации профиля
составляет 10—20 прессовок. При ремонте изношенную
часть канала матрицы зачищают абразивным инструмен-
том, наплавляют стеллитом ВЗК, после чего проводят
окончательную обработку и доводку абразивным инстру-
ментом.

Матрицы для прессования тонкостенных профилей

Для прессования тонкостенных профилей без припус-
ка на механическую обработку применяют различные
матрицы как с плоским рабочим торцом (рис. 51), так и
с фигурной заходной воронкой. Для обеспечения боль-
шей точности прессованных профилей матрицу помеща-
ют в мундштук в целиковой обойме (переходнике). Ра-
бочие поверхности матриц покрывают теплозащитным
износостойким покрытием из двуокиси циркония путем
плазменного напыления. Рабочий поясок матрицы вы-
полняют шириной 3—8 мм, а радиус скругления от пе-
редней торцовой поверхности матрицы к рабочему пояс-
ку равным 4—12 мм. При прессовании разнотолщинного
профиля ширину пояска увеличивают в 1,5—2 раза в ме-
сте более толстого элемента сечения. Расчет размеров

Рис. 51. Конструкция типовой матрицы для прессования тонко-
стенных профилей

канала матрицы идентичен рассмотренному выше для
условий прессования профилей с припусками на меха-
ническую обработку. Перед напылением канал матри-
цы выполняют с точностью ±0,10 мм. После напыления
производят доводку размеров канала с точностью*
±0,05 мм. После первой прессовки размеры канала кор-
ректируют в соответствии с размерами полученного про-
филя.

Для изготовления матриц применяют кованую сталь
ЗХ2В8 или сталь ДИ22, из которой матрицы отливают в
керамические формы по постоянным моделям (так назы-
ваемый метод Шоу). Твердость матриц после термооб-
работки должна быть HRC 44—51.

Матрицу используют многократно, однако ее напы-
ляют после каждого прессования, для чего производят
подготовку рабочих поверхностей и в случае необходи-
мости их ремонт.

Поверхность матриц перед напылением должна быть
чистой, без окалины и иметь достаточную шероховатость,
что улучшает адгезию покрытия. Необходимую шерохо-
рятость поверхности обеспечивают пескоструйной обра-
боткой, которую ведут в специальной беспылевой каме-
ре. Давление сжатого воздуха составляет 5—7 ат.

Для пескоструйной обработки применяют электроко-
рунд марки 80—100 фракции 0,4—0,6 мм. За 15 мин до
начала металлизации поверхность тщательно промыва-
ют этиловым спиртом-ректификатом с помощью волося-
ной кисти. Промытые спиртом матрицы переносят в ка-
меру для металлизации в чистых хлопчатобумажных
перчатках.

Для обеспечения лучшей адгезии керамического по-
крытия на напыляемые поверхности рассекателей и мат-
риц предварительно наносят тонкий подслой молибдена
(толщиной 0,05—0,10 мм).

Матрицы с качественным покрытием передают на
слесарную доводку до заданных размеров. Доводку про-
изводят на специальных постах, оборудованных вытяж-
ной вентиляцией, с помощью наждачных брусков раз-
личной формы с зернистостью 25—40.

Прессование профилей с резко выраженной разнотол-
щинностью характеризуется интенсивной неравномерно-
стью скоростей истечения металла из отдельных элемен-
тов очка матрицы. В результате возможно неоформле-
ние тонких полок профиля, искажение геометрии, появ-
ление разрывов на «медленнотекущих» элементах и гоф-
ров на «быстротекущих».

Для таких профилей традиционные способы умень-
шения неравномерности истечения (разновысокие пояс-
ки, углы торможения) применительно к прессованию ти-
тановых сплавов малоэффективны, а изменение положе-
ния профиля на зеркале матрицы весьма ограниченно, а
иногда невозможно, поскольку диаметр описанной вок-
руг профиля окружности близок к диаметру контейнера.

Тогда наиболее эффективным способом уменьшения
неравномерности истечения при прессовании является
способ улучшения условий течения металла благодаря
применению матриц с рациональной поверхностью мат-
ричной воронки. Для построения такой поверхности ис-
пользуют методику, в основу которой положены следу-
ющие предпосылки:

а)	при прессовании неравномерность деформации
проявляется и в продольных (параллельных оси прессо-
вания), и в поперечных сечениях очага интенсивной пла-
стической деформации;
б)	в качестве критерия неравномерности деформа-
ции принимают параметры поля вихря вектора скорости
(величина вихря и интенсивность его изменения);

в)	уменьшение неравномерности деформации в про-
дольных сечениях может быть достигнуто путем приме-
нения матриц, образующие матричной воронки которых
обеспечивают минимальную величину и интенсивность
изменения вихря вектора скорости вдоль линии тока;

г)	уменьшение поперечной неравномерности дефор-
мации достигается коррекцией линии тока, являющейся
границей течения металла в различные элементы про-
филя.

Методика построения поверхности матричной ворон-
ки состоит из следующих этапов.

1.	Получение на моделирующей установке поля эк-
випотенциалей и линий тока, соответствующих решению
уравнения Лапласа в области, ограниченной контурами
заданного профиля и контейнера.

2.	Коррекция граничной линии тока.

3.	Построение на основе вихревой теории образую-
щей характерного сечения.

4.	Отыскание на характерном сечении высот, соот-
ветствующих различным эквипотенциальным линиям.

5.	Размещение эквипотенциальных линий в соответ-
ствии с полученными высотами и построение ряда сече-
ний, необходимых для изготовления инструмента.

6.	Построение плазового чертежа модели мат-
рицы.

Эквипотенциали и линии тока строят с помощью элек-
тролитической установки для моделирования, схема ко-
торой показана на рис. 52. Установка состоит из элек-
тролитической модели контейнера /, готового профиля
2, щупа 3 для замера потенциала в различных точках
ванны, электролита 4 (НгО+NaCl). Всю систему под-
ключают к источнику переменного тока через стабилиза-
тор напряжения. Перемещая щуп по плоскости бумаги,
находящейся в электролите на дне ванны, и фиксируя
точки, соответствующие одинаковым показателям вольт-
метра, получают эквипотенциальные кривые а—л (рис.
53). Аналогичным образом строят остальные эквипотен-
циальные кривые. Чтобы получить достаточное количе-
ство кривых, значения потенциалов двух соседних экви-
потенциалей должны отличаться примерно на 0,2—0,4 В
при разности потенциалов между моделями контейнера
и контура профиля около 3—5 В. Линии тока строят как

ортогональные к эквипотенциалям.

Чтобы скорость истечения металла через различные
элементы очка матрицы была равномерной, проводят
проверку и при необходимости коррекцию линии тока —
границы раздела областей, питающих различные элемен-
ты профиля. Линия раздела CD, показанная на рис. 54,

соответствует линии
тока IV—IV, изобра-
женной на рис. 53.
Линия тока CD раз-
деляет области AC DO и

Рис. 53. Эквипотенциальные кривые, соот-
ветствующие одинаковым потенциалам на
модели электролитической установки

Рис. 52. Схема электролити-
ческой установки для моде-
лирования линий тока

и CFED (рис. 54), питающие соответственно участки про-
филя I и II. При этом коэффициенты вытяжки участков
профиля I и II (pi, цг) значительно отличаются один от
другого. Для данного случая

= 6815 = 90; И2 = _^£=«д_5 = 441
h 0,76	’ Г2 /п 1,08

Для выравнивания коэффициентов вытяжки линия
раздела потоков должна пройти левее линии тока CD,
при этом нарушение линий течения должно быть мини-
мальным. Из точки D проводят ряд траекторий, каждая
из которых пересекает эквипотенциали под разными уг-
лами, отличными от прямого. Шаг изменения углов пе-
ресечения а принимают равным 2,5°. Для серии получен-
ных траекторий определяют вытяжки при течении ме-
талла в участки профиля I и II, после чего выбирают ту
траекторию, для которой вытяжки pi и ц2 равны. Это
траектория BD. Ее и принимают за линию раздела по-
токов. Для перераспределения потоков необходимо из-
менить форму эквипотенциалей (являющихся линиями
равных высот матрицы), в области одной из границ
которой служит линия тока BD (рис. 54).

С целью минимального искажения поля эквипотен-
циалей и линий тока в качестве второй границы прини-

Рис. 64. Линия раздела, соответствую- Рис. 55. Корректировка формы эк-
щая линии тока IV—IV, показанной	випотенциалей

на рис. 53

мают траекторию, проходящую через точку С (точку пе-
ресечения первоначальной граничной линии тока CD с
окружностью контейнера) и пересекающую эквипотен-
циали под равными углами (90°+а, рис. 55). Между гра-
ницами BD и CN линии равных высот матрицы прово-
дят таким образом, чтобы они пересекали эквипотенциа-
ли под углом а/2.

Вне границ эквипотенциали сохраняют свой харак-
тер. При построении граничные линии, пересекающие
эквипотенциали под углом (90°+а), проводят от контура
очка лишь до эквипотенциали а—а, кривизна которой
меняется незначительно, далее до окружности контейне-
ра границы совпадают с первоначальными линиями тока.

Сечения строят в ортогональных координатах, причем
ось ординат совмещают с образующей контейнера, а
Ось абсцисс лежит в плоскости основания матрицы. На
оси ординат откладывают значения глубины рабочей ча-
сти матрицы, равные (0,3—0,2) DK, где DK — диаметр
контейнера. Построение проводят для характерного се-
чения, которое отвечает следующему условию: линия то-
ка имеет прямолинейную проекцию на плоскость основа-
ния матрицы и максимальную разреженность эквипо-
тенциальных линий, пересекающих ее (рис. 56, сечение

Рис. 56. Линия контура ха-
рактерного сечения

I—/). Линия контура характерного сечения состоит из
отрезка прямой и дуги окружности радиуса R. Угол на-
клона прямой к оси абсцисс выбирают конструктивно,
он должен удовлетворять условию получения минималь-
ной контактной поверхности (15—30°).

Радиусы R сечений определяют из условия

RI = const,	(54)

где I — длина проекции линии тока соответствующего
сечения.

Касательная к окружности в точке выхода последней
на калибрующий поясок должна подходить к оси орди-
нат под углом а, равным 10—12°. На отрезке оси абсцисс
длиной I наносят следы всех эквипотенциальных линий
(рис. 56, точки а, б, в,...).

После построения характерного сечения определяют
высоты, соответствующие каждой эквипотенциальной
кривой, восстанавливая перпендикуляры из точек оси
абсцисс (а, б, в, г,...) до пересечения с контуром се-
чения.

Остальные необходимые сечения строят, откладывая
высоты, соответствующие эквипотенциальным линиям
(рис. 56), из точек пересечения этих линий с проекцией
каждого сечения (рис. 57, II—II, III—III и др.). Густота
эквипотенциальных кривых в каждом сечении различна.
Поэтому на оси абсцисс расстояния между точками кри-
вых также различные (см. рис. 57). Зная ординаты то-
чек, соответствующих каждой эквипотенциальной кри-
вой, угол наклона прямой в каждом сечении определяют
простым переносом значений полученных ординат для
выбранного сечения. Радиусы сопряжений определяют
из ранее приведенного условия /?Z=const.

Рис. 57. Положение высот, соответствующих различным эквипотенциал ям

Для построения плазового чертежа высоту матрицы
в выбранных сечениях делят на равные части с шагом
/=3-4-5 мм. Из точек деления проводят прямые, парал-
лельные оси абсцисс до пересечения с линией контура.
Полученные отрезки 0—1, 1—2, 2—3,... (рис. 56) откла-

дывают на проекциях линии

Рис. 58. Плазовый чертеж матрицы
для изготовления шаблона

тока на зеркало матрицы
(рис. 58, пунктирные кри-
вые). Точки, соответству-
ющие одному и тому же
шагу, соединяют плав-
ной кривой (рис. 58, кри-
вые 1—1, 2—2, 3—3......).

По плазовому чертежу
изготавливают шаблоны.
Контур шаблона в каж-
дом сечении ограничен
дугой окружности 0—О,
соответствующей диамет-
ру матрицы, сопрягаемой
с поверхностью контейне-
ра, и кривой, соответству-
ющей одному и тому же
шагу (8—8, 7—7 и т. д.).
Изготовленные шаблоны собирают в пакет. На по-
верхность собранного пакета наносят состав из смеси
водного раствора гипса и казеинового клея до заполне-
ния впадин. После затвердевания смеси удаляют ее
избыточный слой опиливанием поверхности до появления
контура кривой шаблонов, из которых собран пакет.
В полученную форму отливают керамическую модель
стержня входной воронки матрицы.

При изготовлении матрицы методом литья необхо-
димо на все размеры модели вводить поправку на
усадку.

Матрицы для прессования полых профилей

Прессование полых профилей из титановых сплавов
осуществляют со сваркой через комбинированные мат-
рицы с вставным капсюльным рассекателем (рис. 59).

Матрицу выполняют разъемной из нескольких частей
(2—3 части) в зависимости от сложности конфигурации
профиля. Разъемный корпус матрицы центрируют шпон-
кой в гнезде матрицедержателя, а матрицу — штифтом

в подкладке.

Корпус матрицы имеет фигурную распушку, выпол-
ненную из сопрягающихся конической и коробчатой по-
лостей. Ось этой поло-

сти смещена относи-
тельно оси контейнера
в соответствии с вы-
бранным расположе-
нием контура профиля
таким образом, чтобы
потоки металла, обте-
кающие иглу, были
наиболее сбалансиро-
ваны. При необходи-
мости требуемую кор-
ректировку можно про-
извести поворотом рас-
секателя в конической
полости.

Рассекатель кап-
сюльного типа пред-
ставляет собой жест-
кое каплевидное тело,
сопрягаемое с цилин-

Рис. 59. Конструкция сборной матрицы
для прессования полых профилей
Дрической иглой, и массивные стойки с коническими посй*
дочными поверхностями (угол конуса 4°). Высота «кар-
манов» 8 мм. Цилиндрическая часть иглы заходит в очко
матрицы на 5 мм. Увеличение длины иглы по сравнению
с указанным значением может привести к ее отрыву.
Рабочие поверхности матрицы и рассекатель покрыты
износостойким керамическим покрытием из дву-

Рнс. 60. Картина линий тока:

1—8 — зоны, выделенные для расчета нагрузок, действу-
ющих на иглу

окиси циркония толщиной 0,3—0,5 мм с помощью
установки для плазменного напыления, схема которой и
режимы напыления приведены ниже.

Для обеспечения надежной работоспособности иглы
и предупреждения ее смещения и деформации должны
быть сбалансированы поперечные силовые воздействия
на иглу со стороны обтекающих ее потоков доформируе-
мого металла. Это возможно при наиболее рациональном
расположении очка матрицы и рассекателя относитель-
но «зеркала» матрицы, для чего проводят анализ тече-
ния металла в поперечном направлении по методике,
описанной выше (с. 113—116).

Однако недостаток данной методики состоит в том,
что невозможно полностью учесть изменения в характе-

Рис. 61. Совмещенная картина линии тока при прессова-
нии петлевого профиля с центральным положением рас-
секателя:

/ — контур очка матрицы; // — контур фигурной полости
в матрицедержателе; /// — контур контейнера; 1—8 — зо-
ны, выделенные для расчета нагрузок, действующих на
иглу

ре течения металла, вносимые специфической геометри-
ей инструмента (наличием рассекателя и иглы). Это
учитывают путем ступенчатого характера моделирования
процесса.

На рис. 60, а и б представлена соответственно карти-
на линий тока в очке матрицы и в области, ограниченной
контуром фигурной полости корпуса и очком матрицы при
прессовании типового профиля. Совмещая линии тока
при истечении металла из контейнера в фигурную по-
лость и из нее в очко матрицы, получаем полную карти-
ну течения металла в поперечном направлении при прес-
совании пустотелых профилей (рис. 61).

Для оценки величины и направления суммарного
усилия, действующего на иглу, картину течения ме-
талла, показанную на рис. 61, условно разбивают на

Рис. 62. Направление вектора результирующего усилия, дейст-
вующего на иглу рассекателя до его поворота (а) и после пово-
рота (б)

зоны силового воздействия на иглу. Так, например, ме-
талл из зоны 1 воздействует на иглу «сверху», из зоны
2 — «слева», из зоны 3—«снизу» и т. д. Вычислив коэф-
фициенты вытяжек в соответствующих областях, получа-
ем распределение давления на иглу, так как его вели-
чина пропорциональна интегральной деформации:

р — In р,	(55)

где р — коэффициент вытяжки.

Величины, пропорциональные усилиям, действую-
щим на иглу со стороны зон 1—8, подсчитаны путем ум-
ножения соответствующего значения 1пр на площадь
поверхности иглы, находящейся в данной зоне. После
этого для каждого профиля находят направление векто-
ра результирующего усилия путем геометрического сло-
жения векторов сил, действующих в каждой зоне. На-
правление вектора результирующего усилия для типово-
го профиля показано на рис. 62.
Таким образом, для каждого типоразмера профиля

можно определить направление вектора результирующе-
го усилия, при котором утонение стенки профиля, вызван-
ное поперечным смещением иглы, будет наименее опас-
ным. Обычно наименее опасно смещение иглы в сторону
наиболее толстой стенки.

В комбинированной матрице наиболее нагруженной
и трудоемкой в изготовлении частью является рассека-
тель (рис. 63).

Применение штам-
пованных заготовок
позволило устранить
самые трудоемкие опе-
рации по обработке
каплевидного тела мо-
стика рассекателя и
значительно сократить
количество операций
механической обработ-
ки остальных поверх-
ностей, а также повы-

Рис. 63. Рассекатель комбинированной
матрицы

сить прочность рассе-
кателя. Технологичес-
кий маршрут обработ-

ки рассекателей и вре-

мя, затрачиваемое на эти операции, приведены в табл. 25.

Как показано в работе [16], ввиду того что основной

сортамент полых профилей из титановых сплавов состав-
ляют профили петельного типа с очень малым диамет-
ром канала, особые требования предъявляются к стой-

кости тонких прессовых игл.

Основное условие стойкости игл — минимально воз-
можное время контакта их с деформируемым металлом.
Превышение допустимого времени работы игл приводит
к их обрыву, выходу из строя рассекателя матрицы и по-
лучению бракованных профилей.

Условия передачи тепла в тело рассекателя и иглу
очень сложны, что обусловлено наличием керамического
покрытия и своеобразием геометрической формы инст-
румента.

Методика расчета прогрева игл разработана в рабо-
те [81, с. 45—51].

На рис. 64 показаны результаты расчета изменения
температуры на оси иглы (г=0) и на ее поверхности
ТАБЛИЦА 25

Маршрут изготовления рассекателей из штампованных заготовок

Номер п/п	Операция	Вид станка	Время, мин
1  2  3  4  5  6  7  8	Подрезка торца, обточка хво- стовика, центровка  Подрезка торца иглы и ее центровка  Обработка конической поверх- ности стоек  Фрезеровка перемычек между стойками и иглой  Окончательная подрезка тор- ца рассекателя1  Шлифование конических по- верхностей стоек рассекателя Окончательная подрезка торца иглы  Чистовая опиловка детали	Токарный, двухкулач- ковый патрон  Токарный, трехкулач- ковый патрон  То же  Фрезерный (диаметр фрезы 6 мм)  Токарный  Шлифовальный  Токарный  >	7,0  3,0  3,5  3,8  2,2  7,2  1,9  4,0

1 Перед окончательной подрезкой торца проводят термическую, а затем
пескоструйную обработку рассекателя.

(г=/?) при толщине напыленного слоя 0,35 мм и диамет-
ре иглы 4 мм. Температура прессуемой заготовки равна
1200° С. Прогрев иглы, несмотря на достаточно толстое
покрытие, происходит настолько интенсивно, что при
т=0,75 с разность температур между поверхностью и
центром составляет всего 300° С. В дальнейшем эта раз-
ность уменьшается, стремясь к нулю.

Наибольший интерес представляет определение вре-
мени прогрева центра иглы до предельно допустимой
температуры. При 800° С игла, выполненная из стали
ЗХ2В8, полностью теряет прочностные свойства. Возни-
кающая при этом пластическая деформация приводит к
сколу хрупкого слоя покрытия с поверхности иглы и ее
обрыву.

Зная время прогрева центра иглы до предельно допус-
тимой температуры /пр, можно обоснованно и надежно
рассчитать режим прессования и длину заготовки.

На рис. 65 показано изменение времени прогрева иглы
до различных температур при прессовании шарнирного
профиля с отверстием диаметром 4,7 мм в зависимости
от толщины покрытия 6.

Как показывают расчетные зависимости, нанесение
тонких покрытий (6<0,1 мм) практически не влияет на
срок службы иглы. С увеличением толщины напылен-
ного слоя время прогрева иглы резко возрастает. Выше
указывалось, что для стали марки ЗХ2В8, из которой вы-
полнена игла, предельной
температурой /Пр является
800° С. Для толщины покры-
тия 6=0,35 мм время дости-
жения этой температуры со-
ставляет 1,65 с, а для тол-
щины 0,5 мм 3 с.

Если на телах вращения
радиусом 3—4 мм толщина
керамического покрытия

Рис. 65. Зависимость време-
ни прогрева тПр иглы до
различных температур от
толщины керамического по-
крытия д

Рис. 64. Зависимость температуры
на оси иглы (2) и на ее поверхно-
сти (/) при толщине напыленного
слоя 0,35 мм и диаметре иглы 4 мм
от времени прессования

превышает 0,5 мм, адгезия его значительно уменьшает-
ся, и в материале инструмента появляются значительные
напряжения. Поэтому оптимальной толщиной покрытия
можно считать 0,4—0,5 мм.

Нанесение теплозащитного износостойкого покрытия
из двуокиси циркония при неподвижном положении рас-
секателя с иглой или при постепенном повороте его
вручную приводило к большой разнотолщинности слоя
покрытия на поверхности иглы. При этом покрытие име-
ло сетку малых трещин. При последующих операциях
по доводке размеров рассекателей наждачной шкуркой
овальность иглы не устранилась. Попытки сухого шли-
фования цилиндрических участков не дали положитель-
ных результатов — покрытие быстро разогревалось и
скалывалось [16].

Узел А

Рис. 6G. Установка для плазменного напыления комбинированных матриц:
1— токарный станок ДИП-300; 2—камера плазменного напыления; 3 —
универсальная плазменная головка ГН-5М для металлизации с механиз-
мом подачи проволоки из молибдена; 4 — плазменная горелка ГН-5Р; 5 —
порошковый дозатор; 6 — шкаф управления ШПМ; 7 —ротаметры; 8. 9 —
газовые баллоны; 10 — источник питания ИПН-160/600; 11 — центробежный
вихревой насос КЦВ-1,5; 12 — штатив; 13 — педаль управления; 14 — цан-
говый зажим для установки рассекателей

Процесс был усовершенствован в результате созда-
ния и использования установки, обеспечивающей нане-
сение керамического покрытия на рассекатели и иглы во
время их вращения.

Ниже приведено описание этой установки [16]. Уста-
новка (рис. 66) собрана на базе токарного станка ДИП-
300 и универсальной установки плазменного напыления
УПУ-3 конструкции НИАТ. Рабочая камера для метал-
лизации и нанесения керамического покрытия смонтиро-
вана на суппорте токарного станка. В патроне станка
установлен специальный цанговый зажим с пневматичес-
ким приводом (узел А на рис. 66), обеспечивающий на-
дежную фиксацию рассекателя и возможность напыле-
ния его рабочих поверхностей за один зажим.
Матрицы для прессования профилей
переменного сечения

Согласно схеме прессования, представленной на
рис. 35, в данном случае используют комплект матриц,
расположенных последовательно одна за другой. Такое
расположение матриц оказывает существенное влияние
на формирование геометрических параметров переход-
ной зоны, профильной и законцовочной части профиля.
Для выбора оптимальной геометрии рабочей части мат-
риц провели исследование влияния формы рабочей части
матриц на качество переходной зоны и геометрию профи-
лей. Применяли разъемные матрицы нескольких типов.
Такая конструкция матриц обеспечивает легкую их сме-
ну, облегчает и удешевляет их изготовление и ремонт.
Особенно облегчается доводка матриц во время прессо-
вания с целью получения профиля необходимых разме-
ров. Действительно, при доводке разъемной матрицы, со-
стоящей из двух-трех частей, к любому ее участку
возможен свободный доступ абразивного инстру-
мента.

Был изготовлен комплект разъемных матриц (про-
фильная и законцовочная) с плоскими рабочими торца-
ми и комплект матриц, состоящий из плоской законцо-
вочной матрицы и профильной матрицы с заходны-
ми конусами. Матрицы изготовляли из стали
ЗХ2В8, рабочие поверхности наплавляли стеллитом
ВЗК.

Результаты опытного прессования показали, что для
обеспечения стабильных условий процесса необходимо
использовать две смазочные шайбы: круглую из стекла
№ 15 и комбинированную, так как без последней в пере-
ходной части профиля образуется «мертвая зона». По-
пытка получить переходную зону, по форме соответст-
вующую заходной части матрицы с конусами, не увенча-
лась успехом, так как образовался срез металла в
переходной зоне профиля. Это, по-видимому, объясняет-
ся захолаживанием металла на не защищенных комби-
нированной шайбой заходных конусах профильной мат-
рицы. При прессовании с двумя смазочными шайбами
через профильную плоскую матрицу и профильную мат-
рицу с заходными конусами получены одинаковые ре-
зультаты. Переходная зона профилей имела одинаковую
форму, среза металла не наблюдалось.
Поскольку результаты прессования через те и другие
матрицы одинаковы, а изготовление матриц с заходными
конусами сложнее, для дальнейших исследований ис-
пользовали только плоские матрицы.

Прессование профилей, имеющих площадь сечения
законцовочной части 90—120 см2, особых затруднений
не вызывало. Профили имели достаточно хорошую фор-

Рис. 67. Образование складки в углах
профильной части

Рис. 68. Форма очка закон-
цовочной матрицы:

а — до корректировки; б —
после I корректировки; в —
после II корректировки;
1 —законцовочная часть;

2 — профильная часть

му переходной зоны, поверхность и геометрические
параметры их удовлетворяли предъявленным требова-
ниям.

Исключение представляло прессование профилей,
имеющих наибольшее сечение и нерациональное сочета-
ние геометрических параметров профильной и законцо-
вочной частей, а также неблагоприятное расположение
профильной части, относительно законцовочной. Вследст-
вие этого в углах профильной части образовывалась
складка (рис. 67).

Установлено, что складка образуется на начальной
стадии формирования профильной части. Расположение
профильной части относительно законцовки таково, что
металл законцовки при истечении разделяется как бы на
два потока; при заходе в профильную матрицу один по-
ток затормаживается, изменяет направление течения и,
частично накладываясь на второй поток, выходит в очко
профильной матрицы, образуя складку.

Складка располагается в зоне угла профиля, глуби-
на ее залегания не более 10—15 мм. Такое расположе-
ние складки не повлияло на изготовление готовой детали
из профиля. Однако наличие складки нежелательно, так
как для установления кондиционности профиля в каж-

Рис. 69. Форма рабочей поверхности профильной
матрицы

дом случае необходимо определять глубину ее залегания.
Для устранения образования складки была проведена
корректировка геометрических параметров законцовоч-
ной матрицы. Схема корректировки матриц показана на
рис. 68.

При первой корректировке — увеличении радиуса с
3 мм (Я1) до 20 мм (Яг) —складку исключить не уда-
лось. Она только переместилась с угла на полку про-
фильной части и несколько уменьшилась глубина ее
залегания. Вторая корректировка, т. е. отдаление радиу-
са от угла профильной части, позволила полностью уст-
ранить складку.

Для улучшения подачи смазки в углы профиля, а
также повышения стойкости матрицы наружные углы
очка профильной матрицы были выполнены с наклона-
ми (рис. 69).

7.	СМАЗКИ ДЛЯ ПРЕССОВАНИЯ

В технологических процессах прессования в связи с различием
схем прессования и используемых инструментальных наладок при-
меняют большое многообразие смазок. Кроме того, характерные
свойства титана, такие как интенсивное окисление и газонасыщение,
адгезия к материалу инструмента и др., обусловили использование
различного рода защитно-смазочных покрытий. Смазки для прессо-
вания титана можно условно разделить на три группы: твердые
смазки, не изменяющие своего агрегатного состояния в процессе
прессования, смазки-оболочки и стеклянные смазки, расплавляющие-
ся при прессовании.

Ниже рассмотрены основные достоинства и недостатки указан-
ных видов смазок, применяемых в отечественной и зарубежной прак-
тике прессования титана и его сплавов.

Твердые смазки

Сущность прессования с твердыми смазками состоит в том, что
перед нагревом заготовки на ее поверхность и поверхность инстру-
мента путем обмазки наносят смазывающее вещество. Последнее
представляет собой высококонсистентную смесь масел с твердыми
наполнителями типа графита, дисульфида молибдена и др.

При работе с твердыми смазками необходим строгий учет их
свойств и поведения при температурах прессования. Так, например,
один из основных компонентов многих смазок дисульфид молибдена
является хорошей смазкой, но он окисляется на воздухе при 400° С*,
образуя окислы молибдена, которые не обладают смазывающими
свойствами. Вместе с тем, небольшие добавки графита к дисульфи-
ду молибдена повышают температурный интервал его работы как
смазки до 500—550° С [136].

В литературе опубликовано много работ, посвященных разра-
ботке и исследованиям различных составов твердых смазок и спо-
собам их применения. Результаты основных исследований приведены
в табл. 26, из которой следует, что твердые смазки представляют
собой в основном суспензии различных высокодисперсных веществ,
обладающих смазывающими свойствами при температурах прессо-
вания. Применяют их в виде пасты*, если наносят на поверхность
заготовки и инструмента, или в виде шайб * 1, если помещают между
заготовкой и матрицей.

Основное достоинство твердых смазок заключается в легкости
нанесения их на поверхность заготовки и инструмента, а в некоторых
случаях и легкости удаления с прессизделия.

Наряду с этим твердые смазки имеют существенные недостатки:

1)	большинство твердых смазок не способно создать тепловую
защиту для матриц и втулки контейнера, что приводит к интенсивно-
му износу инструмента;

2)	не обеспечивается защита титановых заготовок от окисления
во время нагрева и передачи их в контейнер пресса. Кроме того, при
нанесении смазки на поверхность горячей заготовки и инструмента
происходит их захолаживание. Все это отрицательно влияет на про-
цесс истечения металла, а следовательно, на качество поверхности,
структуру и механические свойства прессованных изделий;

3)	очень трудно вести количественный контроль смазки, наноси-
мой на заготовку, в контейнер и на матрицу;

4)	смазки, представляющие собой масляные суспензии, горючи,
выделяют вредные газы и дым, что ухудшает условия работы.

* Пат. (США), № 3096881, 1956.

1 Пат. (Франция), № 1255615, 1960.
ТАБЛИЦА 26

Составы твердых смазок для прессования титана
и рекомендации по их применению

Номер п/п	Состав смазки	Способ применения
1  2	Смесь графита и серы [137]  Смесь графита, дисульфида молибдена, нитрида бора и стекла1*	Помещают в виде шайбы меж- ду матрицей и заготовкой То же
3	Фтористый кальций [138]	Водную суспензию со связую- щими СаО, В20з и ВаО напы- ляют на поверхность заготов- ки. Покрытие закрепляют об- жигом при 1093°С
4  5	Чешуйчатый графит с добавкой древесных опилок, пробкового порошка, окалины, мелкодроб* ленного угля, пиролюзита, дву- окиси свинца или тетраокиси висмута*2  Диселенид ниобия [139]	С помощью горячего связующе- го вещества наносят на бумагу, картон или ткань. Полученную шайбу устанавливают между матрицей и заготовкой  Применяют вместо дисульфида молибдена. Наносят на боко- вую поверхность заготовки рас- пылением
6	Смесь масла с 35% бентонита Смесь масла с 35% дисульфида молибдена  Смесь масла с 10% графита, 10% бентонита и 10% дисуль- фида молибдена*3	Наносят на боковую поверх- ность заготовки погружением или обмазкой
7	Смазка «Gredag» — смесь ди- сульфида молибдена с жиром [140]	Наносят на боковую поверх- ность заготовки распылением
8  9  10	Смесь 25% чешуйчатого гра- фита, 15% дисульфида молиб- дена и 5% слюды в бентонито- вой смазке [141]  Алюминиевая пудра [142]  Смесь кальцинированных жи- ров с 35% графита и 5% слю- ды	Наносят на поверхность втулки контейнера обмазкой  Применяют в качестве добавки к жировым смазкам  Наносят на поверхность заго- товки и матриц обмазкой
	Смесь кальцинированных жи- ров с 25% дисульфида молиб- дена и 5% слюды	Наносят на поверхность заго- товки и матриц обмазкой
Продолжение

Номер п/п	Состав смазки	Способ применения

И

Смесь кальцинированных жи-
ров с 25% графита, 15% ди-
сульфида молибдена и 5% слю-
ды [4]

Смесь 1 ч. дисульфида молиб-
дена с 2—6 ч. (объемн.) свин-
ца и с органическими жидко-
стями*4

Наносят на поверхность мат-
рицы и контейнера обмазкой

♦> Пат. (Франция), № 1255615, 1960. «Пат. (Франция), Кв 1191503, 1965.

♦’ Пат. (США), Кв 3140779, 1953. « Пат. (США), Кв 3096881, 1956.

Смазки-оболочки

Дальнейшее развитие производства прессованных полуфабрика-
тов из титановых сплавов и углубленные исследования процесса прес-
сования показали наличие интенсивной адгезии металла к инструмен-
ту [143]. При этом применяемые смазки, такие как графит, дисуль-
фид молибдена и др., во многих случаях не обеспечивали надежной
защиты рабочей поверхности инструмента от налипания титана, что
резко ухудшало качество прессизделий.

Поэтому совершенствование процесса было направлено в основ-
ном на изыскание путей предотвращения контакта металла заготов-
ки с поверхностью инструмента (контейнера и матрицы).

С целью защиты рабочей поверхности матрицы от налипания ти-
тана, а также улучшения процесса истечения металла был предло-
жен процесс прессования титановых сплавов в оболочках. Процесс
заключается в следующем: перед прессованием заготовку покрывают
слоем относительно мягкого металла, нагревают до необходимой тем-
пературы и затем прессуют вместе с оболочкой. В качестве оболочки
используют медь [4, 142, 144], железо или мягкую сталь [139, 144]*,
алюминий [91, с. 102—103] и некоторые другие металлы. Имеется
сообщение об изготовлении оболочки из двух металлов [145]. Авто-
ры этой работы рекомендуют помещать заготовку сначала в обо-
лочку из мягкой стали, а затем покрывать медью. Они считают, что
сталь предупреждает диффузию меди в титан. Медь в качестве обо-
лочки применяли на первом этапе освоения процесса. Исследования
показали, что использование ее целесообразно только в случае прес-
сования профилей несложной формы [4].

Прессование титановых полуфабрикатов в металлических обо-
лочках снижает неравномерность истечения металла, уменьшает раз-
нозернистость структуры, повышает механические свойства пресс-
изделий, а также несколько увеличивает стойкость матриц и позво-
ляет вести процесс без выделения дыма и вредных газов.

* Пат. (США),№ 3182474, с. 1965.
Помимо достоинств, применение оболочки для прессования тита-
на имеет ряд недостатков. Прежде всего следует отметить невозмож-
ность прессования профилей сложной конфигурации, необходимость
ведения процесса прессования ниже температуры образования легко-
плавкой эвтектики между титаном и материалом оболочки, а также
сложность удаления оболочки с отпрессованного изделия.

Кроме того, сложная операция нанесения оболочки из дорого-
стоящего материала, усложненная геометрия прессового инструмен-
та, и невозможность вовлечения отходов в сферу производства сни-
жают эффективность этого процесса.

Стеклянные смазки

Для изготовления профилей из титановых сплавов и сталей наи-
большее применение получил процесс прессования с использованием
стеклянных смазок по методу Сежурне [146, 147].

Основные особенности процесса заключаются в следующем.

Из стекла определенного химического состава изготавливают
шайбу, которую устанавливают в контейнер между заготовкой и мат-
рицей. При прессовании стекло шайбы частично оплавляется. Избы-
ток смазки истекает в очко матрицы. Оставшееся стекло занимает
место «мертвой» зоны около матрицы и при движении горячего ме-
талла стекло «мертвой» зоны, постепенно оплавляясь, выходит вмес-
те с прессуемым изделием в очко матрицы. Это создает наиболее
благоприятные условия для истечения и для обильной смазки очка
матрицы. Поскольку решающим фактором в этом способе являются
свойства стеклосмазки, то исследователи особое внимание обращают
на подбор химического состава используемых стекол. Применение
различных по свойствам стекол приводит к принципиальным измене-
ниям характера истечения металла. Если учесть, что в зависимости
от используемой смазки выбирается материал и форма матрицы, ско-
рость деформации и температура металла при прессовании, то ста-
новится понятным, что выбор смазки в значительной степени опре-
деляет термомеханические условия процесса. Механизм действия
смазок в специфических условиях прессования исследован недоста-
точно [148, 149], и работы по выбору смазок носят в значительной
мере эмпирический характер. Этим, а также применением различных
прессового оборудования, инструмента и приемов работы, по-види-
мому, и объясняется многообразие смазок, описанных в литературе
и рекомендованных к использованию [149].

В табл. 27 приведены составы наиболее распространенных стек-
лянных смазок для прессования полуфабрикатов из титановых
сплавов.

Анализ данных табл. 27 показывает, что чаще всего применяют
смазки, составленные на основе двуокиси кремния с добавками не-
больших количеств окислов других металлов, таких как магний,
натрий, кальций и др. В ряде случаев применяют многокомпонент-
ную систему, состоящую из 7—10 окислов металлов [150].

Иногда перед нанесением смазки на заготовку в нее добавляют
мелко измельченный порошок металла (алюминия, цинка, никеля
и др.). Как отмечено в работе1, добавка порошка металла способ-
ствует хорошему удалению смазки с поверхности изделия при его
гибке или скручивании

1 Пат. (Англия) ,№ 9000045, 1962.
ТАБЛИЦА 27

Составы стеклянных смазок для прессования титана
и рекомендации по их применению

Номер п/п	Состав смазки, %  i	Способ применения
1	25—48 SiO2; 10—32 В2О3, 2— 17СаО или ВаО или MgO, ос- тальное Na2O или Н2О [151]	Является защитой от окисле- ния боковой поверхности за- готовки. Наносят погружением заготовки в расплав. Для улучшения адгезии стекла к заготовке добавляется 0,5% V2O5
2	Смесь 70—97 стекла с 3—30 измельченного металла (алю- миний, медь, свинец, цинк, ни- кель и др.)*1	Наносят на боковую поверх- ность заготовки. Добавка ме- таллического порошка способ- ствует легкому удалению смаз- ки
3	Оконное стекло *2	Помещают в виде шайбы меж- ду нагретой заготовкой и мат- рицей
4	67SiO2, 2А120з, 5СаО, 2В2О3, 22Na2O, IBaO, IBeO [152]	Наносят на боковую поверх- ность заготовки погружением в расплав или водную суспен- зию стеклопорошка
5	72,5SiO2,	1,5А120з, 5,OCaO,  2PbO, 13Na2O, 1B2O3, 2MgO, 3K2O [150]	То же
6	17SiO2, 77PbO, 17B2O3 [150]	Наносят на боковую поверх- ность заготовки припудривани- ем
7	27,8SiO2,	10,7CaO,	2,5ZrO2,  З.бСгО, 3,ЗА120з,	5,3Li2O,  Ю,4В20з, ll,5Na2O, 14BaO, 10,4K2O [150]	То же
8	24,9PbO,	2,8Li2O,	5,5B2O3,  10,4K2O,	ll,5TiO2,	33,2SiO2,  ll,7Na2O	
9	50—100B203, 0—50SiO2*3	Помещают в виде шайбы меж- ду матрицей и заготовкой
10	Стеклоткань [141]	Служит для обертывания заго- товки перед подачей в контей- нер
11	13,8-14,0SiO2, 10— 10,1B2O3, 17,8—18,0 Na2O, 9,0—9,1 Fe2O8	Помещают в виде шайбы меж- ду матрицей и заготовкой

*’ Пат. (Англия), № 9000045, 1962. « Пат. (США), № 2538917, 1951. « Пат.
(США), № 3140779, 1У53.
В отличие от твердых смазок, которые наносят на боковую по-
верхность слитка или рабочую часть инструмента, стеклосмазку в
виде шайбы помещают между нагретой заготовкой и матрицей, где
она находится в течение всего цикла прессования.

Основная отличительная особенность и преимущество стеклян-
ных смазок по сравнению с твердыми и смазками-оболочками — их
относительно низкая теплопроводность, особенно если смазка нахо-
дится между заготовкой и матрицей. Это позволяет в процессе прес-
сования обеспечить надежную тепловую защиту матрицы от горячей
заготовки. Кроме того, расплавленное стекло, находясь на поверхно-
сти прессизделия, препятствует налипанию металла на поверхность
канала матрицы, а следовательно, и его износу.

В процессах подготовки и применения стеклосмазок можно вес-
ти их количественный контроль. Так как количество смазки, введен-
ной в очаг деформации, оказывает большое влияние на процесс прес-
сования, то имеется возможность регулировать процесс прессования
с учетом физических свойств смазки, подбирать оптимальные усло-
вия его протекания. В процессе прессования стеклосмазки не горят
и не загрязняют атмосферу цехов.

Наряду с достоинствами стеклосмазки имеют ряд недостатков.
К ним следует отнести прежде всего трудность удаления стекла с
поверхности прессизделия. Большинство стекол не растворяется в
кислотах, принятых для травления в металлургическом производстве.
Для удаления стеклянной смазки изделия обдувают песком или
дробью, перед травлением разрыхляют обработкой в расплаве солей.

Некоторые смазки содержат токсичные металлы, например сви-
нец, и при прессовании выделяются вредные пары их окислов.

В работе [154] указано, что значительный градиент вязкости по
толщине слоя смазки в условиях деформации металла при темпера-
туре 1000—1200° С и относительно низкой температуре инструмента
отрицательно сказывается на смазочных свойствах стекол.

Подбор стекла представляет серьезные трудности, так как смаз-
ка должна удовлетворять ряду требований:

—	иметь определенную вязкость при температуре прессования.
Вязкость не должна быть чрезмерной, так как в этом случае смазка
будет вдавливаться в металл. Вместе с тем, недостаточная вязкость
неизбежно приведет к выдавливанию смазки из очага деформации;

—	хорошо смачивать поверхность прессуемого металла, не всту-
пая с ним в реакцию;

—	иметь низкую теплопроводность. Это требование — одно из
важнейших, так как при повышенной теплопроводности может по-
требоваться значительный слой смазки, что неизбежно отразится на
размерах прессуемых изделий;

—	иметь оптимальную температуру плавления, обеспечивающую
наличие расплавленного до жидкого состояния слоя между твердым
стеклом и прессуемым материалом.

Выполнение этих требований позволяет обеспечить стабильные
условия смазки при прессовании.

Для проведения работ по подбору смазок авторами было вы-
брано десять различных составов. Их можно разделить на две груп-
пы. Первая группа — это растворимые в воде стекла № 51, 53, 54,
56, приготовленные на основе окиси бора. Основное достоинство
этих стекол — легкость удаления с поверхности прессованных изде-
лий в горячей воде. Вторая группа — не растворимые в воде стекла
№ 58, 59, 15, 185, тальк и базальт, удаление которых с поверхно-
Рис. 70. Зависимость вязкости Т| стекол (а) и краевого угла смачивания
В (б) от температуры t. На кривых—номера стекол

сти прессованных полуфабрикатов требует специальных приемов.
Химический состав и физические свойства исследуемых стекол пред-
ставлены в табл. 28—30 и на рис. 70.

Опробование растворимых в воде стекол № 51, 53, 54, 56 с целью
исследования их работоспособности проводили при прессовании
прутков диаметром 25 мм из сплава ВТЗ-1 из контейнера диаметром

ТАБЛИЦА 28

Химический состав растворимых в воде стекол

Номер стекла	Химический состав, % (по массе)		Градиент й вязкости, °С/П	Номер стекла	Химический состав, % (по массе)		Градиент вязкости, °С/П
	В2О3	SiOj			ВЮ,	SiO,	
51	100	0	1,75	54	90	10	1,75
53	95	5	1,75	56	80	20	1,8

ТАБЛИЦА 29

Химический состав не растворимых в воде стекол

Номер стекла	Химический состав, % (по массе)							
	S1O2	В2О3	Na2O	ai2o3	| СаО	| К2О	MgO	Т1О3
15	33,7	35,6	16,7	1,7	7,5			4,8	.—
58	35,0	16,0	26,0	3,0	—	10,0	—	10,0
59	31,0	20,0	26,0	—	—	13,0	—	10,0
ТАБЛИЦА 30

Физические свойства растворимых и не растворимых в воде стекол

Номер стекла	р, г/см3	а-10е, °C-1	%, кал/(смс-°С)	кал/(г°С)	Температура размягчения,

Растворимые в воде стекла

51  53  54  56	2,58  2,76  2,62  2,60	10,4 10  6,5  11,3	0,0025  0,00263  0,00282  0,00242	0,1985  0,2136  0,2186  0,2147	520  500  550  440
15	2,75	Не раствор  9,2	имые в воде  0,0029	стекла  0,2174	550
58	2,60	13,5	0,00252	0,1965	440
59	2,67	13,7	0,00255	0,2176	440

115 мм пресса усилием 1000 тс со скоростью 130—150 мм/с. Резуль-
таты прессования с указанными смазками приведены в табл. 31.

Оценка работоспособности не растворимых в воде стекол была
проведена при прессовании с шайбой, изготовленной из стекла № 54.
Эксперименты проводили на прессе усилием 1000 тс при прессова-
нии прутка из сплава ВТЗ-1 диаметром 25 мм из контейнера диа-
метром 115 мм. Размер заготовки — диам. 110X250 мм, вытяжка
21,2. На боковую поверхность заготовок наносили стекло № 58.

Условия проведения экспериментов представлены ниже:

Номер опыта.................... 1

Скорость прессования, мм/с .	150

Температура нагрева загото-
вок, °C.......................940

Давление по манометру, ат .	130

2	3	4	5	6

150	45	45	37	37

930	960	980	970	960

140	120	100	100	120

Все прутки независимо от скорости прессования имели глубокие
риски, надрывы, вмятины. Поверхность прутков очень плохо покры-
та стеклосмазкой. Кроме того, в начальный момент прессования
стеклосмазка в жидком состоянии шприцевалась со стороны пресс-
штемпеля.

Проведенные опробования растворимых в воде стекол показали,
что они непригодны для использования в качестве смазки при прес-
совании титановых сплавов.

Дальнейшие исследования были направлены на вы-
бор смазки из группы не растворимых в воде стекол
№ 15, 58, базальта и композиции стекла № 15+30%
талька. Результаты прессования с этими смазками при-
ведены в табл. 32.
Условия и результаты прессования прутков со стеклами, растворимыми в воде

Номер I прутка |	Номер стекла	Температура прессования, °C	Давление, ат	Характеристика поверхности прессованных прутков
1	51*	1000	100	С выходного конца до середины покрытие стеклом удовлетво- рительное. Далее покрытие переходит в мелкое каплеобразова- ние, похожее на «чешую». На поверхности прутков глубоких рисок и отслоений нет
2	51+51**	950	140—150	Вся поверхность покрыта мелкими каплями стекла. Глубоких рисок, отслоений, рванин нет
3	53*	930	150—170	На поверхности смазки нет. Глубокие риски. На рабочем по- яске матрицы обнаружен налип титана
4	53+53**	920	180	То же
5	54*	940	130	Поверхность сухая, мелкие капли стекла на поверхности. Рис- ки по всей длине
6	54+54**	930	150	То же
7	56*	950	140	Поверхность сухая. Риски, отслоения, вмятины
8	56+56**	930	160	Поверхность сухая. Риски по всей длине. Отслоений, вмятин нет

• В контейнер устанавливали одну стеклошайбу из стекла соответствующего номера.

•• В контейнер устанавливали две стеклошайбы из стекла одного номера.

ТАБЛИЦА 32

Условия и результаты прессования прутков со стеклами, не растворимыми в воде

Номер прутка	Марка стеклосмазки	Температура нагрева заготовки, °C	Давление по манометру, ат	Характеристика поверхности прессованных прутков
1	15	960	100—110	Поверхность прутка на 3/4 длины, считая от выходного конца, удовлетворительно покрыта стеклом. Рисок и от- слоений нет
2	15+15*	960	100—110	Поверхность прутка покрыта тонким равномерным сло- ем стекла. Поверхность глянцевая. Рисок, отслоений, вмятин нет
3	Базальт	960	120—130	На поверхности прутка смазка отсутствует (поверх- ность сухая). Риски по всей длине, имеются вмятины, налипы и отслоения
4	Базальт	960	140	То же
5	15+30% талька	950	130	Большие участки не покрыты смазкой. Риски по всей длине
6	15+30% талька	950	130	То же
7	Без шайбы	960	160	Смазка на поверхности прутка отсутствует. На пресс - остатке «мертвая зона». Матрица сразу вышла из строя
8	То же	970	170	То же

* В контейнер устанавливали две стеклошайбы из стекла № 15.
Из данных табл. 32 можно сделать следующие вы-
воды.

1.	Наилучшие смазочные свойства показало стекло
№ 15, используемое для изготовления стеклошайб.
В процессе прессования стекло, равномерно расходуясь,
покрывало поверхность прутка тонким ровным слоем.

2.	Стекло № 15 обеспечивает прессование с минималь-
ными давлениями.

3.	Прессование без стеклошайбы с одной обкаткой
боковой поверхности заготовки по стеклопорошку про-
водить невозможно, так как образуется «мертвая зона»
из прессуемого металла, которая полностью задержива-
ет смазку.

В дальнейшем было проведено исследование условий
прессования с различными скоростями истечения при
использовании в качестве смазок стеклошайб из стекла
№ 15 [165] и для обкатки — стекла № 58 [73]. Экспери-
менты проводили на прессе усилием 1000 тс при прессо-
вании прутка из сплава ВТЗ-1 диаметром 25 мм из кон-
тейнера диаметром 115 мм.

Размер заготовки — диам. 110X300 мм, вытяжка
21,2.

Ниже приведена зависимость рабочего давления р от
скорости истечения иИст при использовании шайб из
стекла № 15 и из стекла № 58 для обкатки:

^ист, м/с . . . .
/, °C...............

р, ат...............

150	75	45

940	950	940

130	120—130	130

37

950
120—130

Поверхность всех прутков, отпрессованных согласно приведен-
ным выше данным, покрыта тонким ровным слоем стекла. Отслоений,
глубоких рисок, задиров и других дефектов не обнаружено. Исклю-
чение составляет пруток, на поверхности которого со стороны утя-
жинного конца имеется разрыв стеклянного покрытия. После очистки
от стеклосмазки качество поверхности прутков, отпрессованных со
скоростями 37—75 мм/с, оказалось несколько выше, чем отпрессо-
ванных со скоростью 150 мм/с. На основе этого оптимальным диапа-
зоном скоростей истечений выбран предел 40—70 мм/с.

Для изготовления смазочных шайб использовали стеклопорошок
с величиной частиц 0,4—0,8 мм. Круглые шайбы изготавливали в
специальном штампе, куда перед спрессовкой засыпали смесь порош-
ка стекла № 15 с жидким стеклом. Смесь приготавливали следую-
щим образом: в емкость 3—5 л засыпали крупку стекла, к нему в
качестве связующего добавляли жидкое стекло, разведенное водой
в пропорции 1 :2. Всю смесь тщательно перемешивали и мерным сов-
ком засыпали в штамп. Формовку и спрессовывание проводили на
вертикальном прессе усилием 100 тс при давлении 1—5 кгс/мм2. Для
лучщего извлечения изготовленной стеклошайбы из прессформы ир-
пользовали поддон, установленный на дно штампа и смазанный ма-
шинным маслом. Изготовленные таким образом смазочные шайбы
сушили в специальной печи при 120—150° С.

Высушенные и отделенные от поддона стеклошайбы были гото-
вы для применения при прессовании.

Стеклошайбу устанавливали в контейнер к торцу матрицы перед
подачей подготовленной к прессованию заготовки.

Стеклосмазку наносили на боковую поверхность заготовки путем
обкатки по наклонной поверхности специально изготовленного метал-
лического столика, на котором равномерным слоем одинаковой тол-
щины насыпан стеклянный порошок № 58 с величиной частиц 0,1—
0,4 мм. Стекло, соприкасаясь с горячей поверхностью катящейся по
нему заготовки, плавилось и покрывало ее ровным слоем. Длину на-
сыпанного на наклонной части столика слоя порошка выбирали та-
кой, чтобы заготовка при обкатке могла сделать не менее одного
полного оборота.

Учитывая, что наилучшие результаты при прессовании прутков
получены с использованием стекла № 15 для изготовления стекло-
шайб [165] и стекла № 58 для покрытия боковой поверхности заго-
товок [73], указанную композицию стеклосмазок и метод их приме-
нения можно рекомендовать для прессования профилей с припуска-
ми на механическую обработку, а также профилей переменного
сечения.

Глава III

ТЕХНОЛОГИЯ ПРЕССОВАНИЯ
ПРОМЫШЛЕННЫХ ПОЛУФАБРИКАТОВ

1. ПРУТКИ, ПРОФИЛИ ПОСТОЯННОГО СЕЧЕНИЯ
С ПРИПУСКАМИ НА МЕХАНИЧЕСКУЮ ОБРАБОТКУ

В основу процесса прессования прутков и профилей с
припусками на механическую обработку положен спо-

соб Сежурне, схема кото-
рого представлена на
рис. 71.

Кроме того, перед
прессованием смазкой по-
крывают поверхность за-
готовки путем обкатки ее
по размолотому стеклу.
При соприкосновении с
горячей заготовкой оно
оплавляется и ровным
слоем покрывает ее боко-
вую поверхность. Покры-
тую стеклом заготовку
вводят в контейнер прес-

Рис. 71. Схема прессования прутков и
профилей по способу Сежурне:

1 — прессштемпель; 2 — прессшайба;

3 — заготовка; 4 — контейнер пресса;
5 — смазочная стеклошайба; б — мат-
рица
са, в котором к торцу матрицы предварительно устанав-
ливают смазочную стеклошайбу.

При использовании смазок с высокими антифрикци-
онными свойствами потери на трение между контейнером
и заготовкой столь невелики, что их можно не учитывать
[И8]. Это уменьшает энергозатраты на прессование и
позволяет вести процесс при более низких температурах.

Подготовка заготовок

Для прессования профилей и прутков из титановых
сплавов применяют прессованные, кованые и катаные
заготовки.

Подготовка заготовок обычно состоит из следующих
операций: резки на мерные длины (на анодно-механиче-
ских пилах или абразивными кругами), торцовки, снятия
фасок и формовки переднего торца.

Механическую обработку заготовок осуществляют на
токарных станках до чистоты поверхности V3. Передний
торец выполняют с радиусной фаской.

Длина заготовки определяется требуемой длиной про-
филя и лимитируется длиной рабочей части контейнера.
Обычно

Ьсл-(2-3)Рк.	(56)

Величина радиуса заточки переднего торца обычно
составляет

«фаски = (0,15-^- 0,2) DK.	(57) .

Ниже приведены рекомендуемые размеры заготовок
и величины радиуса фаски для контейнеров различных
диаметров:

Диаметр контейнера, мм	95	115	130	150	170

Диаметр заготовки, мм .	90~2	НО—2	120±3	140±3	160±3

Радиус фаски, мм . .	20±5	25±5	25±5	30±5	30±5

Продолжение

Диаметр контейнера, мм	200	240	270	306	360

Диаметр заготовки, мм . 190±3 230±3 260±3 290±3 З45±3

Радиус фаски, мм . . 30±5 30±5 5О±10 6О±10 7О±10

Нагрев заготовок

Нагрев заготовок под прессование осуществляют
различными способами: в соляных ваннах, в индукцион-
ных печах, в печах сопротивления и комбинированными
(индукционная печь-рпечь сопротивления, индукцион-
ная печь-{-соляная ванна). В настоящее время наибо-
лее часто применяют комбинированный способ: индук-
ционная печь + печь сопротивления.

Основное требование к нагреву заготовок — его рав-
номерность. Перепад температуры по длине и сечению
не должен превышать 30° С, кроме того, должно быть ми-
нимальным образование окалины. Этим требованиям
удовлетворяет следующая схема нагрева:

а)	предварительный нагрев в индукционной печи
токами промышленной или высокой частоты до темпе-
ратуры прессования;

б)	окончательный нагрев в печи электросопротив-
ления для выравнивания температуры по всему объему
заготовки. Выдержка в течение 20—30 мин.

Температуру нагрева заготовок в индукционных пе-
чах контролируют радиационным пирометром РАПИР с
телескопом ТЕРА-50 (ГОСТ6923—61) и с милливольт-
метром МПШР-33. Показания пирометра должны быть
скорректированы по степени черноты излучения прес-
суемого сплава. Головку пирометра устанавливают на
расстоянии не более 1 м от нагреваемой заготовки и
направляют на середину боковой поверхности. Темпера-
туру в печах электросопротивления контролируют термо-
парами, расположенными на подине и своде печи.
С учетом особенностей сплавов рекомендуются следую-
щие температуры нагрева заготовок:

Сплав. . .	ОТ4-1	ОТ4, ВТЗ-1, ВТ8, ВТ5 ВТ22

ВТ9, ВТ6, ВТ20

/°, С	870—920	900—950	950—1050 850—950

Смазки для прессования

Как указывалось выше, успешное прессование тита-
новых сплавов возможно при использовании стеклянных
смазок, которые создают наиболее благоприятные усло-
вия для истечения металла и обильной смазки очка
матрицы.

Состав смазки является решающим фактором, опре-
деляющим условия проведения процесса прессования и
качество прессизделий.

В отечественной промышленности для прессования
прутков и толстостенных профилей из титановых спла-
вов наибольшее распространение получили стекло № 15
ТАБЛИЦА 33

Химический состав стекол

Номер стекла	Содержание компонентов. % (по массе)							
	SlOa	В3О,	ALO,	СаО	MgO	Na.O	| к,о	1 TiO,
58	31,0	20,0							26,0	13,0	10,0
15	33,7	35,6	1,7	7,5	4,8	16,7	—	—

для изготовления стеклошайб и стекло №58 для нане-
сения на боковую поверхность заготовки. Химический
состав этих стекол приведен в табл. 33.

Ниже приведены основные физические свойства сте-
кол № 58 и 15:

Ne 58

р, г/см3.......................

X, кал/(см-с*°С)...............

ср, кал/(г*°C).................

Температура размягчения, СС

№ 15

2,75
0,0029
0,217

550

2,6
0,0025
0,196

400

Крупку для изготовления смазочных шайб и для об-
катки боковой поверхности заготовок получают путем
помола и рассева гранулированного стекла.

Толщину шайб устанавливают в зависимости от диа-
метра контейнера и длины прессуемого профиля.

Ниже приведены значения примерной толщины шайб
для профилей длиной 8—12 м, прессуемых из различ-
ных контейнеров:

Диаметр контейнера, мм < 130

Толщина шайбы, мм 6—10

130—170 170—240
10—12	12-18

240-360
18—25

Силовые условия прессования

Наиболее полно температурные и силовые условия
прессования прутков из титановых сплавов исследованы
в работе [155]. Ниже приведены некоторые данные,
заимствованные из этой работы.

Кривая зависимости максимальных рабочих напря-
жений при прессовании прутков из сплава ВТ5 от тем-
пературы прессования представлена на рис. 72. Она
показывает, что при нижних значениях температуры в
принятом интервале величины рабочих напряжений
весьма высоки и могут достигать значений максималь-
ной напряженности контейнера. Интенсивность зависи-
мости Omax=f(7n) с увеличением температуры умень-
шается. Характер изменения кривой аналогичен темпе-
ратурной зависимости сопротивления деформации этого
сплава [156].

Изменение рабочих напряжений в функции скорости
прессования (ип) носит немонотонный характер. В диа-
пазоне низких скоростей (<50 мм/с) с увеличением

Рис. 72. Зависимость максимальных
рабочих напряжений отах от
температуры t нагрева заготовок
сплава BT5 перед прессованием

Рис. 73. Зависимость тепло-
вого эффекта деформации
Д/ от скорости прессования
vnp

скорости напряжения резко падают, достигая минимума
при скоростях 60—75 мм/с. При дальнейшем увеличении
скорости вплоть до максимальных значений наблюдается
небольшой рост рабочих напряжений. Рассмотренный
характер зависимости Отах=/(Уп) можно объяснить из-
менением теплового эффекта деформации в функции
скорости прессования (рис. 73), которое характеризу-
ется интенсивным приращением температуры в диапазо-
не скоростей 10—50 мм/с. При дальнейшем увеличении
скорости интенсивность повышения температуры резко
уменьшается, что можно объяснить созданием стаци-
онарных условий теплопередачи в пластической зоне
при достижении определенной скорости деформации.

Сопоставление кривых на рис. 72 и 74 свидетельст-
вует об аналогичном характере изменения рабочих
напряжений и теплового эффекта при скоростях прес-
сования, превышающих 80—100 мм/с, что дает возмож-
ность в диапазоне скоростей 80—270 мм/с рассматри-
вать процесс как адиабатический. В то же время при
скоростях прессования менее 50 мм/с процесс не носит
адиабатического характера. Интенсивный рост рабочих
Рис. 74. Зависимость максимальных
рабочих напряжений отах от ско-
рости прессования опр

Шглабного
плунжера

Рис. 75. Типовые индикатор-
ные диаграммы (7—777) при
различных тепловых услови-
ях прессования

напряжений при уменьшении скорости в интервале 20—
50 мм/с связан главным образом с захолаживанием за-
готовки в контейнере пресса.

Температурные условия прессования оказывают ре-
шающее влияние на характер индикаторных диаграмм.

При высоких температурах прессования и сравни-
тельно низких скоростях (менее 50 мм/с) рабочие нап-
ряжения обычно начинают нарастать с самого начала

Рис. 76. Зависимость максимальных
рабочих напряжений отах от интег-
рального показателя степени деформа-
ции In ц, и температуры прессования
сплава BT5:

7 - 1100° С; 2- 1150° С

истечения и имеет место
/ тип индикаторной диа-
граммы (рис. 75). Это
объясняется большими
тепловыми потерями за-
готовки в контейнере .
пресса, в то время как те-
пловой эффект деформа-

ции минимален.

При увеличении ско-
рости прессования и сни-
жении температуры теп-
ловой эффект повышает-
ся, а потери тепла снижа-
ются, и рабочие напряже-
ния начинают уменьшаться сразу после максимума в на-
чальной стадии процесса. При этом напряжения могут
снижаться до самого конца процесса — III тип индика-
торной диаграммы.

Однако обычно напряжение достигает минимального

значения на определенном расстоянии по ходу главного
плунжера — II тип индикаторной диаграммы.
На рис. 76 приведены зависимости максимальных
рабочих напряжений от интегрального показателя сте-
пени деформации Inp, для сплава ВТ5. Зависимости
amax=f (In ц) с достаточной точностью аппроксимируют-
ся прямыми линиями. Это дает основание для очень
простого и в то же время достаточно точного определе-
ния максимальных рабочих напряжений прессования:

CTmax =	+ М (1П	— In Не)

или <ттах = а0 + М In ,	(58)

Ио

где ц0 — минимальное значение коэффициента вытяжки;
для зависимостей на рис. 76 In цо=2;

—максимальное напряжение прессования при Цо;

М — модуль напряжения прессования (величина на-
пряжения на единицу интегральной деформа-
ции) ;

р,х— коэффициент вытяжки в процессе, для которо-
го рассчитывают максимальное напряжение
прессования.

Значения ц0, а0 и М для зависимостей, приведенных
на рис. 76, даны ниже:

'и* °C		о0, кгс/мм2	М, кгс/мм2
1100	7,5	20	20
1150	7,5	18	17,5

Технология прессования

Для производства прессованных профилей из тита-
новых сплавов применяют горизонтальные гидравли-
ческие прессы усилием 850—12 000 тс. Такой значитель-
ный диапазон усилий прессов обусловлен широким сор-
таментом прессуемых профилей. Ниже приведены не-
которые сведения о прессах, применяемых за рубежом
для прессования титана и его сплавов [142]:

Максимальное	Диаметр	Вид изделий	Макси-	Диаметр	Вид изделг
усилие пресса, тс	слитка, мм		мальное усилие пресса, тс	слитка, мм	
850	113	Прутки	2500	168—254	Трубы
900/750	—	Трубы, профили	3000	170	»
1650  1800	140  150	Прутки, профили Трубы	7200	380	Трубы, профили
2250	170	Профили	12000	203—553	Профили, панели
В нашей стране полуфабрикаты из титановых спла-
вов выпускают на ряде заводов, которые оснащены прес-
сами усилием 1 000—5 000 тс.

Скорости прессования (движения плунжера) прут-
ков и толстостенных профилей из титановых сплавов
составляют 50—300 мм/с. Перед прессованием матрич-
ный узел при сборке смазывают маслом Вапор-Т. В кон-
тейнер к матрице устанавливают смазочную шайбу.
Нагретую заготовку после обкатки по стеклопорошку
подают в контейнер, после чего начинают процесс прес-
сования. Скорость прессования выбирают в зависимости
от применяемой вытяжки (ц= 10-4-20) так, чтобы обес-
печить равномерное покрытие прессизделия стеклом
оплавляющейся шайбы. Скорость истечения при исполь-
зовании стекол № 15 и 58 должна составлять 0,4—0,6 м/с.
Такой диапазон обусловлен физическими характеристи-
ками стекла № 15. Как указывалось ранее (см. табл. 30),
температура плавления, вязкость и теплопроводность
стекла наиболее рационально используются именно в
этом интервале. При уменьшении скорости истечения
<0,4 м/с в очаге деформации стекло более интенсивно
расплавляется и большими порциями выдавливается
вместе с профилем через очко матрицы. При этом рез-
ко изменяются геометрические параметры профиля в
начале прессования, а к концу прессования стекло прак-
тически полностью расходуется, и профиль прессуется
«всухую», что приводит к выходу из строя матрицы.

При повышении скорости истечения >0,6 м/с в оча- .
ге деформации не успевает образоваться достаточное
количество расплавленной массы стекла, чтобы полнос-
тью покрыть поверхность прессуемого профиля. В этом

Рис. 77. Профили постоянного сечения с припусками на ме-
ханическую обработку
случае также наблюдается «сухое» прессование, что
приводит к указанным выше последствиям.

Для предупреждения искривления профиля за мат-
рицей устанавливают направляющую проводку. Величи-
ну зазора между профилем и внутренней поверхностью
направляющей принимают 5—7 мм на сторону. При
этом используют разъемные матрицы, состоящие из
2—3 частей. Разборку матриц осуществляют сразу пос-
ле прессования, что необходимо для предупреждения их
интенсивного нагрева, контроля и доводки геометричес-
ких параметров рабочих поверхностей. При прессовании
целесообразно применять несколько матриц, чередуя их.
Прессостаток отделяют от профиля пилой горячего реза
или электросваркой сразу же после прессования. За-
тем профили охлаждают в стеллаже на воздухе. Внеш-
ний вид профилей показан на рис. 77.

2.	ПРОФИЛИ ПЕРЕМЕННОГО СЕЧЕНИЯ

Выбор контейнера
и определение размеров заготовок

При прессовании профилей переменного сечения кон-
тейнер выбирают такого диаметра, чтобы вытяжка при
прессовании законцовочной части была не ниже мини-
мально допустимой, обеспечивающей достаточную про-
работку структуры, а вытяжка при прессовании про-
фильной части — не выше максимально допустимой,

•	ТАБЛИЦА 34

Результаты расчета вытяжки при прессовании четырех типов
профилей из различных контейнеров

Шифр профиля	Коэффициент вытяжки при прессовании из контейнера диаметром, мм							
	360		306		270		240	
	А	Б	А	Б	А	Б	А	Б
3—228	24,2	10,0	17,7	7,3	13,7	5,7	10,8	4,5
3—229	38,8	10,7	28,2	7,8	22,0	6,1	17,4	4,8
3—236	24,0	5,2	17,6	3,8	13,7	2,8	10,8	2,4
3—237	24,0	5,2	17,6	3,8	13,7	2,8	10,8	2,4

Примечание. Л — профильная часть профиля; Б — законцовочная
часть профиля.
ТАБЛИЦА 35

Результаты расчета размеров заготовок для прессований
четырех типов профилей из различных контейнеров

Шифр профиля	Размеры заготовок, мм, для контейнеров диаметром, мм			
	360	|	306	270	|	240
3-228	345X407	290X555	260X680	230X849
3—229	345X283	290X378	260X459	230x571
3—236	345X569	290X734	260 X 897	230X1133
3—237	345X569	290 X 734	260X897	230X1133

определяемой прочностью инструмента и силовыми воз-
можностями пресса. В качестве примера проведен рас-
чет вытяжек и размеров заготовок для профилей четы-
рех типоразмеров (см. рис. 32, профили 3—228, 3—229,
3—236, 3—237) на все имеющиеся контейнеры.

Результаты расчета представлены в табл. 34, 35.

Как указано на с. 74, основной отличительной осо-
бенностью процесса прессования профилей с законцов-
кой является различие в вытяжке отдельных участков
по длине профиля.

В связи с тем что профильную и законцовочную ча-
сти прессуют из одного контейнера определенных разме-
ров, величина коэффициента вытяжки лимитируется со-
отношением поперечных сечений законцовки и профиль-
ной части. Коэффициенты вытяжки отдельных частей
профиля связаны между собой зависимостью

Нп.Ч ~ ЛНз.Ч»	(S9)

где ри ч и Рз.ч — коэффициенты вытяжки при прессовании
профильной и законцовочной частей про-
филя соответственно;

п— коэффициент соотношения площадей по-
перечных сечений законцовочной и про-
фильной частей.

Используя данные табл. 34, можно определить зна-
чения коэффициента п для профилей шифров 3—228,
3—229, 3—236, 3—237:

И = Р'п.ч/Р'З.ч*	(вО)

Рассчитанные значения коэффициента п приведены
ниже:

Шифр профиля............. 3—228	3—229	3—236	3—237

Диаметр контейнера, мм	. .	270	240	360	360

Коэффициент п.............. 2,4	3,6	4,65	4,65
Из приведенных выше данных видно, что при прессо-
вании профиля 3—236 коэффициент п максимален и ра-
вен 4,65. Так как Цп.ч связана с п прямо пропорциональ-
ной зависимостью, то с увеличением п возрастает и ко-
эффициент вытяжки профильной части, что повышает
технологическую сложность процесса. Наименьшую
технологическую сложность при прочих равных услови-
ях имеет профиль с наименьшим значением коэффици-
ента п.

Таким образом, используя значения коэффициента
п и показатели деформации — вытяжки, можно расчет-
ным путем выбрать диаметр контейнера для прессова-
ния законцовочного профиля. В нашем случае прессова-
ние профиля шифра 011-28, имеющего коэффициент тех-
нологичности п=2,4 с учетом рекомендаций по выбору
вытяжек (|Лкч=4-г-6 и рп:ч= 104-15), целесообразнее
всего вести из контейнера диаметром 270 мм, используя
заготовку диам. 260X680 мм.

Размеры заготовок для контейнеров, применяемых в

промышленности для прессования
го сечения, приведены ниже:

Диаметр контейнера, мм . .	240

Диаметр заготовки, мм . . . 230±3

Радиус фаски, мм........... 30±5

профилей переменно-

270
260±3

5О±10

306
290±3

6О±10

360
З45±3

7О±10

Подготовка заготовок

При изготовлении заготовок для прессования профи-
лей переменного сечения используют слитки двойного
вакуумно-дугового переплава. Литые слитки подверга-
ют механической обработке и на анодно-механических
пилах разрезают на мерные части. Шероховатость по-
верхности обработанных слитков должна соответство-
вать V3.

Перед запуском в производство слитки проверяют
путем ультразвукового контроля с целью определения
дефектов литейного происхождения. Для этого исполь-
зуют ультразвуковые головки, настроенные на улавли-
вание отраженного сигнала от контрольного дефекта
размером 2 мм.

После механической обработки и ультразвукового
контроля слитки подвергают ковке на заготовки в плос-
ких бойках по схеме двойная осадка — протяжка с про-
межуточным подогревом.
ТАБЛИЦА 36

Технологический маршрут ковки заготовок

Номер п/п	Наименование операции	Температура. °C		Время выдержки, ч
		начальная |	конечная	
1	Нагрев слитков	—	1150	1,5-2
2	Ковка слитков	1150	850	—
3	Подогрев	—	1100	0,75
4	Ковка слитков и рубка на мер- ные заготовки	1100	850	—
5	Подогрев заготовок	—	900	0,5
6	Предварительная ковка заго- товок	900	850	—
7	Подогрев заготовок	—	900	0,5
8	Ковка заготовок на оконча- тельный размер	900	850	—

Примечания. 1. Допускаемое отклонение температуры нагрева +50°.

2. Нагрев слитков и заготовок в газовой печи с выдвижным подом, ковка
на прессе усилием 6 тыс. тс.

3. Операции Кв 2, 4, 6, 8 проводят по схемам, представленным на рис. 43, б.

Для снижения анизотропии свойств откованные за-
готовки деформируют путем двукратной осадки — про-
тяжки с переменой оси на последней операции.

В табл. 36 представлены технологический маршрут
и термомеханические параметры ковки слитков и заго-
товок для прессования крупногабаритных профилей с
законцовкой.

Откованные заготовки подвергают механической об-
работке на токарных станках до чистоты поверхности
V3 со съемом 8—10 мм на сторону.

При обточке на одном конце заготовки выполняют
радиусный переход от торцовой поверхности заготовки
к цилиндрической. Величина радиуса перехода опреде-
ляется диаметром контейнера £>Конт, а длина заготов-
ки— габаритными размерами профиля с учетом техно-
логических отходов и длины рабочей части контейнера.
Обычно радиус заточки (фаски) составляет (0,15—
0,2) Рконт-

Нагрев заготовок

Ввиду значительной разности температур заготовки
и инструмента (главным образом контейнера) и очень
низкой теплопроводности титана оптимальные условия
прессования титановых сплавов могут быть созданы при
градиентном нагреве по сечению заготовки с превыше-
нием температуры поверхностных слоев по сравнению с
внутренними на 30—50° С. Это обеспечивает снижение
неравномерности течения металла по сечению, преду-
преждает утягивание тонких элементов сечения профи-
ля и появление на них надрывов, снижает разнозерни-
стость по сечению профиля.

Однако градиентный нагрев не получил широкого
распространения вследствие значительных трудностей
контроля распределения температуры по сечению заго-
товки в процессе непрерывного нагрева на промышлен-
ных установках. Поэтому приходится ограничиваться
созданием условий, обеспечивающих равномерный про-
грев по сечению заготовки. Данным условиям в наи-
большей степени удовлетворяет следующая схема на-
грева, широко применяемая в промышленности:

а)	предварительный нагрев в индукционной печи то-
ками промышленной или высокой частоты (2500 Гц) до
температуры прессования;

б)	окончательный нагрев в печи электросопротивле-
ния для выравнивания температуры по всему объему за-
готовки.

Температурные интервалы нагрева заготовок из спла-
вов ВТ20, ВТЗ, ВТЗ-1 перед прессованием профилей пе-
ременного сечения приведены ниже:

Диаметр контейнера, мм .	240	270	360

Температура нагрева заго-

товки, °C.............. 900—950	920—970	950—1000

(950—1000)* (980—1030)*

Время выдержки в печи выравнива-
ния, мин...................... 40—45 90—120 120—180

• Для сплава BT22.

Выдержку при указанных выше температурах в ин-
дукционных печах не производят. Для нагрева загото-
вок используют такие же печи, как и для нагрева слит-
ков.

В этих печах с целью обеспечения минимального об-
разования окалины используют инертный газ аргон.
В некоторых случаях (при прессовании промежуточных
заготовок) используют обмазку, состоящую из талька,
смешанного с жидким стеклом.
Прессовый инструмент

Для прессования профилей переменного сечения наи-
большее распространение получила инструментальная
наладка, конструкция которой представлена на рис. 47.

Для прессования используют разъемные матрицы с
плоским рабочим торцом. Рабочий поясок выполняют
шириной 25—35 мм, а радиус скругления от рабочего
торца к пояску 8—15 мм. Иногда для лучшей подачи
смазки в узкие каналы и в углы матрицы целесообразно
переход выполнять не скругленным, а в виде фаски 10—
15 мм под углом 45° по всему контуру очка профильной
матрицы. Как и при прессовании алюминиевых сплавов,
для торможения истечения отдельных элементов при
прессовании профиля с различными толщинами полок
применяют разновысокие рабочие пояски. Для изготов-
ления матриц можно рекомендовать стали марок
ЗХВ4СФ, 45ХЗВМФС, 5ХНВ. Рабочую поверхность мат-
риц наплавляют стеллитом ВЗК по технологии, анало-
гичной технологии наплавки матриц, предназначенных
для прессования профилей с припусками на механичес-
кую обработку.

После первой прессовки при необходимости произво-
дят доводку очка матрицы. Изношенную матрицу ре-
монтируют наплавкой ВЗК с последующей доводкой ее
размеров. Перед установкой на пресс всю инструмен-
тальную наладку подогревают в печи сопротивления до
400—450° С.

Опыт промышленной эксплуатации инструменталь-
ной наладки показал ее надежную работу при
прессовании профилей переменного сечения. Это
достигается тем, что перед прессованием профилей
обязательно проводят операцию стендовой сборки с це-
лью выявления нарушений в работе наладки, ее очистку
и смазывание графито-масляной смесью трущихся по-
верхностей. При этом особое внимание уделяется конт-
ролю наиболее нагруженных поверхностей деталей.
Такими деталями являются клинья и законцовочная мат-
рица.

Клинья воспринимают нагрузку от профильной мат-
рицы и, исходя из конструктивных особенностей, имеют
относительно небольшую площадь сечения. Поэтому на
опорной поверхности клиньев и матрицедержателя соз-
даются высокие удельные давления, которые могут при-
вести к локальному смятию опорной поверхности мат-
рицедержателя, что исключает возможность свободного
перемещения клиньев. При этом законцовочная часть
профиля не может быть отпрессована.

Законцовочная матрица воспринимает всю действую-
щую нагрузку. В случае выработки конуса посадочного
гнез'да матрицы опорой становится небольшая кольцевая
поверхность в матрицедержателе, и на ней возникают
значительные удельные давления, которые могут при-
вести к смятию края установочного гнезда профильной
матрицы. При этом последняя может быть защемлена в
гнезде, и после открытия клиньев при переходе к прес-
сованию законцовочной части возникают затруднения в
выталкивании профильной матрицы из матрицедержа-
теля, что не позволяет перейти к прессованию законцо-
вочной части профиля.

Смазки для прессования

В отличие от прессования прутков и профилей для
прессования законцовочных профилей используют две
смазочные шайбы: одну (круглую) из стекла № 15, ус-
танавливаемую в контейнер на законцовочную матрицу,
другую (по форме очка законцовочной матрицы) — на
профильную. Законцовочны’е смазочные шайбы — комби-
нированные. Один слой такой шайбы состоит из домен-
ного шлака, имеющего высокую температуру размягче-
ния (1200°С), другой — из стекла № 15.

Комбинированную шайбу устанавливают на профиль-
ную матрицу слоем шлака к ее торцу. Это необходимо
для создания искусственной «мертвой зоны» путем час-
тичного оплавления шлака.

Подготовку смесей для формовки комбинированных
смазочных шайб осуществляют аналогично тому, как
описано выше для круглых, а засыпку в штамп ведут
послойно: сначала засыпают слой смеси шлака, затем
слой стекла № 15, после чего производят формовку. Из-
влечение комбинированных шайб из прессформы и их
сушка не отличаются от аналогичных операций при про-
изводстве однослойных шайб.

Технология прессования

Профили переменного сечения прессуют на горизон-
тальных гидравлических прессах мундштучного типа.
Для получения профилей сортамента, представленного
на рис. 32, наиболее приемлемы прессы усилием 5000—
6000 тс. Ниже приведены значения максимальных удель-
ных давлений для контейнеров пресса усилием 5000 тс:

Диаметр контейнера, мм . ... 240	270	306	360

Удельное давление, кгс/мм2 ....	99	87,5	68	49

Прессование профилей осуществляют следующим об-
разом. Собранную на столе пресса наладку подводят к
контейнеру для закрепления клином в рабочем положе-
нии, предварительно установив в очко законцовочной
матрицы стеклошайбу. Затем в контейнер на законцо-
вочную матрицу устанавливают круглую стеклошайбу,
подают нагретую до температуры прессования заготовку
и прессуют профильную часть. После получения про-
фильной части необходимой длины процесс останавлива-
ют, снимают давление, быстро разводят клинья, удер-
живающие профильную матрицу, и прессуют законцо-
вочную часть профиля. Затем отключают давление,
выводят мундштук из горловины пресса, отделяют пресс-
остаток от профиля и удаляют профиль со стола прес-
са. Для прессования нового профиля цикл повторяют.

При производстве профилей переменного сечения
операция отделения от профиля прессостатка очень тру-
доемка. Это связано с тем, что площадь поперечного се-
чения таких изделий достигает 200 см2, и применение
традиционных способов отделения прессостатка невоз-
можно из-за низкой производительности или сложности
установки на прессе приспособлений для выполнения .
этой операции. В связи с этим для отделения прессостат-
ка от крупногабаритных профилей переменного сечения
в промышленности нашел применение способ прошивки.
В данном случае он позволяет исключить недостатки
традиционных способов и существенно упростить про-
цесс отделения прессостатка.

Сущность способа прошивки заключается в следую-
щем (рис. 78). После прессования законцовочной части
профиля в контейнер пресса подают прошивник, кото-
рый подводится прессштемпелем к прессшайбе и своей
тонкой частью выталкивает пробку из гнезда прессшай-
бы. Пробка, вписывающаяся в очко законцовочной матри-
цы с зазором 1,5—2,0 мм, внедряется в металл прессос-
татка и отрывает законцовку от защемленного прессос-
татка. Затем открывают затвор пресса, прессостаток и
все прошивное устройство выталкивают прессштемпелем
из контейнера, и профиль свободно извлекают из направ-
ляющей. При этом длина пробки должна быть несколь-
ко больше толщины прессостатка, чтобы от него произо-
шел отрыв прессизделия. Исследования показали, что
это обеспечивается пробкой, длина которой на 20 мм
больше толщины прессостатка.

Рис. 78. Схема отделения прессостатка при прессовании профилей пере-
менного сечения:

а — прессование профильной части; б — извлечение профильной матрицы
и подача прошивника в контейнер; в — отделение законцовочной части от
прессостатка прошивкой; / — прессштемпель; 2 — контейнер; 3 — прессшай-
ба; 4 — слиток; 5 — законцовочная матрица; 6 — профильная матрица; 7 —
клиновой затвор; 8 — законцовочная часть профиля; 9 — профильная часть;

10 — противник

При использовании смазочных шайб и достаточного
количества смазки на боковой поверхности заготовки, а
также наличии прессостатка толщиной 35—40 мм пресс-
утяжина на профилях не образуется.

3.	ПРОФИЛИ ТОНКОСТЕННЫЕ БЕЗ ПРИПУСКОВ
НА МЕХАНИЧЕСКУЮ ОБРАБОТКУ

Подготовка заготовок

Заготовкой для прессования тонкостенных профилей
служат прессованные, кованые или катаные прутки.
Диаметр прутков выбирают с учетом припуска на меха-
ническую обработку. Операция механической обработки
заготовок со съемом металла 3—5 мм на сторону обяза-
тельна, поскольку при получении прутков прессованием,
ковкой или прокаткой на их поверхности образуется га-
зонасыщенный слой, который отрицательно влияет на
качество поверхности и свойства прессованных профи-
лей. Передний торец заготовок выполняют с конической
или радиальной фаской, необходимой для облегчения
задачи заготовки в контейнер. Кроме того, для умень-
шения захолаживания заготовки вследствие ее соприкос-
новения с поверхностью рабочей втулки контейнера на
заднем торце заготовки вытачивают выступающий коль-
цевой бурт. Он обеспечивает контакт поверхности заго-
товки с втулкой контейнера только в двух точках, что
существенно уменьшает охлаждение заготовки. Диаметр
ее назначают на 5—10 мм меньше диаметра контейнера.
При этом длина заготовок определяется требуемой дли-
ной профиля с учетом технологических отходов на вы-
резку образцов для механических испытаний, контроля
макроструктуры и на осуществление захвата профиля
при правке на растяжной машине.

Кроме того, при назначении длины заготовки учиты-
вают допустимое время прессования и величину прессос-
татка.

Как правило, во избежание образования отслоений в
профиле (прессутяжины второго или третьего рода) дли-
ну прессуемой части заготовки назначают не более
1,2 Z^KOHT*

Ниже приведены рекомендуемые значения высот пресс-
остатков для прессования из контейнеров различных,
диаметров:

Диаметр контейнера, мм . .	95	105	115	150	300

Высота прессостатка, мм . . 15—20 15—20 20—25 25—30 35—40

Перед прессованием механически обработанные за-
готовки подвергают контролю на соответствие расчетным
геометрическим параметрам, шероховатости поверхно-
сти и отсутствие различного рода дефектов (расслоений,
утяжин, газонасыщенного слоя).

Нагрев заготовок

Перед прессованием тонкостенных профилей нагрев
заготовок осуществляют таким образом, чтобы мини-
мально уменьшить образование газонасыщенного слоя.
Для этого за 1,5—2 ч перед загрузкой в печь для нагрева
поверхность заготовок покрывают шликером на основе
стекла № ПО, имеющего следующий химический состав,
% (по массе): 37 SiO2, 8В2О3, 30Na2O, 25TiO2.

Шликер защищает поверхность заготовки от окисле-
ния при длительной выдержке заготовки в печи, а так-
же служит смазкой при прессовании. Для приготовления
шликера стекло измельчают до фракции 50 мкм в шаро-
вой мельнице и просеивают через сито № 005 (ГОСТ
6613—53).

Из просеянного порошка готовят водную суспензию
(шликер) следующего состава, части (по массе): 10,0
стеклопорошка № ПО, 6,0 бентонита, 3,0 сульфит-цел-
люлозного щелока, 35—45 воды.

Бентонит является суспензирующей добавкой и пре-
дотвращает оседание частиц стекла. Целлюлозный ще-
лок (ГОСТ 8518—57) вводят для придания защитному
покрытию механической прочности после высыхания.

Шликер наносят на поверхность заготовки, предва-
рительно очищенную от пыли, масла и других загрязне-
ний. Нанесение шликера производят с помощью краско-
распылителя марки КРУ-1 при давлении воздуха 3,5 ат
или малярной кистью. Сушку шликера ведут на воздухе
в течение 1,5—2 ч. Подготовленные таким образом за-
готовки нагревают для последующего прессования.

Индукционный нагрев заготовок токами высокой ча-
стоты до температуры прессования производят, как пра-
вило, в печах повышенной частоты. Обычно используют
индукционные печи в вертикальном исполнении, позво-
ляющие производить загрузку и нагрев одновременно
двух-трех заготовок.

Выдержку нагретых заготовок в электропечи сопро-
тивления осуществляют для выравнивания температу-
ры по длине и диаметру заготовки. Время выдержки со-
ставляет 25—30 мин.

Температурные интервалы нагрева заготовок перед
прессованием следующие: из сплава ОТ4-1 1000—
1100° С, из сплава ОТ4 1050—1100° С, из сплавов
ВТ5, ВТ6, ВТ14, ВТ20 1100—1150° С.

С целью минимального охлаждения заготовки при
передаче ее в контейнер пресса рекомендуется блок пе-
чей располагать в непосредственной близости от пресса
так, чтобы выгрузка заготовок из печи выравнивания
происходила в направлении приемного лотка-податчика
заготовок на ось прессования.
Прессовый инструмент

Для прессования тонкостенных титановых профилей
без припуска на механическую обработку наибольшее
распространение получили разъемные матрицы с плос-
ким рабочим торцом, на рабочие поверхности которых
наносят теплозащитное покрытие из двуокиси циркония
'(см. гл. II).

Разъемная конструкция матриц выгодно отличается
от других конструкций тем, что можно быстро произво-
дить их разборку при извлечении профиля для отделе-
ния прессостатка. Кроме того, после разборки матри-
цы на элементы происходит интенсивнее охлаждение
рабочих поверхностей отдельных элементов, и в случае
необходимости корректировки контура очка матрицы
обеспечивается свободный доступ режущего инструмен-
та или электрода для наплавки в любое, требующее до-
работки место.

При проектировании таких матриц рекомендуется
ширину рабочего пояска принимать в пределах 3—8 мм,
а радиус скругления от передней торцовой поверхности
матрицы к рабочему пояску 4—12 мм.

При прессовании разнотолщинных профилей ширину
рабочего пояска увеличивают в месте более толстого
элемента, в результате чего устраняется утягивание тон-
ких элементов.

Расчет исполнительных размеров канала матрицы
производят по методике, описанной в п. 6 гл. II. Канал
матрицы перед напылением выполняют с точностью
±0.10 мм, после напыления ±0,05 мм.

Для уточнения геометрических параметров изготов-
ленной матрицы проводят пробную прессовку, после че-
го корректируют размеры канала матрицы в соответст-
вии с размерами полученного профиля.

Матрицу используют многократно, однако после
каждого прессования ее подвергают пескоструйной об-
работке, повторно наносят теплозащитный слой и про-
изводят доводку размеров.

Изношенные матрицы ремонтируют электродуговой
наплавкой электродами марки Ш-7 или ЭН-60М с по-
следующей механической обработкой.
Технология прессования

Тонкостенные профили без припуска на механичес-
кую обработку прессуют на горизонтальных гидравли-
ческих прессах, скорость рабочего хода которых равна
20—100 мм/с. Прессы должны быть оборудованы ог-
раничителем хода и пилой горячего реза для отделения
прессостатка от изделия.

Перед прессованием прессовый инструмент подогре-
вают в печах сопротивления. Прессшайбу, прессштем-
пель и мундштук греют до 300—400° С, втулку контейне-
ра до 420—480° С. Подогрев матрицы не производят.
Это вызвано тем, что напыленный слой и материал ма-
трицы имеют различные температурные коэффициенты
линейного расширения и при нагреве матрицы снижает-
ся величина адгезии напыленного слоя к материалу мат-
рицы; иногда образуются в напыленном слое трещины,
что делает матрицу непригодной для прессования.

Заготовку задают в контейнер прессштемпелем при
подаче в главный цилиндр воды низкого давления. Не
доводя заготовку на 30—50 мм до торца матрицы, вклю-
чают подачу воды высокого давления, при этом высо-
кая начальная скорость прессования обеспечивает ми-
нимальное время контакта первых порций металла с
холодной матрицей.

Скорость прессования выбирают такой, чтобы весь
процесс прессования профиля проходил в течение 8—
10 с. При более длительном контакте горячего метал-
ла с напыленной матрицей она нагревается выше тем-
пературы отпуска и выходит из строя. Наряду с ограни-
чением длительности прессования необходимо, чтобы
скорость истечения не превышала 2—2,5 м/с. При более
высоких скоростях истечения происходит неполное за-
полнение тонких элементов очка матрицы в результате
повышения неравномерности истечения металла.

Вытяжку при прессовании, как правило, назначают
в диапазоне 65—100.

4.	ПОЛЫЕ ПРОФИЛИ

Подготовка заготовок

Заготовки для прессования полых профилей получа-
ют по схеме, аналогичной используемой при прессова-
нии тонкостенных профилей. Отличие заключается в
том, что после механической обработки заготовка име-
ет форму цилиндра, на одном из торцов которого выпол-
няют фаску размером 3X45°. Диаметр заготовки уста-
навливают на 5—7 мм меньше диаметра контейнера, что
достаточно для учета теплового расширения заготовки и
свободного ввода ее в контейнер пресса.

Заготовки получают партиями из одной плавки. При
опытно-промышленном и промышленном производстве
осуществляют контроль заготовок на соответствие за-
данным геометрическим параметрам и отсутствие де-
фектов, таких как следы утяжины, раковины, пузыри,
включения, расслоения, заковы и остатки газонасыщен-
ного слоя. Результаты контроля фиксируют в сопрово-
дительном паспорте на каждую партию заготовок.

Геометрические параметры заготовок для прессова-
ния профилей из различных контейнеров приведены
ниже:

Диаметр, мм:

контейнера......... 95	105	115	150

заготовки ....	ЭО"^*0 100±1’° 110±1’°	145±1’°

Длина заготовки, мм . . 130—150 160—180 180—200 200—250

Нагрев заготовок

Для нагрева заготовок под прессование используют
индукционные печи. С целью выравнивания температу-
ры по объему заготовок в процессе нагрева производят
не менее двух-трех отключений индуктора с длительно-
стью пауз 20—30 с. Температуру нагрева заготовок в
индукторе контролируют фотоэлектрическим датчиком
температуры или радиационным пирометром с головкой
типа «Тера-50». При этом головку пирометра устанав-
ливают на специальном кронштейне на расстоянии не
более 1 м от поверхности нагреваемой заготовки и
направляют оптическую ось головки на середину боко-
вой поверхности заготовки.

Температура нагрева заготовок должна составлять
1050—1150° С. В случае превышения верхнего предела
температуры нагрева заготовку выгружают из индукто-
ра и после охлаждения передают для прессования.

Прессовый инструмент

Прессование осуществляют с использованием специ-
альных инструментальных наладок. В этих наладках
применяют комбинированные матрицы с рассекателями

капсюльного типа, конструкция и изготовление которых
описаны выше (см. гл. II). Такие матрицы обеспечива-
ют ведение процесса прессования с последующим удале-
нием прессостатка из полости матрицы с помощью
цилиндров обратного хода контейнера, что позволяет
использовать рассекатель многократно (3—5 раз).

Применительно к мундштучной конструкции матрич-
ный блок монтируют в мундштук и фиксируют в нем с
помощью байонетного («трефового») затвора. Для уси-
ления его выступов в момент отрыва прессостатка и пре-
дупреждения разворота сверху устанавливают крышку.
Чтобы мундштук не перемещался вместе с контейнером
при отрыве прессостатка, к мундштуку крепят специаль-
ный желоб с ограничителями хода, упирающимися в
крестовину пресса.

После прессования и отрыва прессостатка для уда-
ления профиля и замены матрицы снимают крышку и
поворачивают ее корпус в мундштуке до открытия зат-
вора, а затем легко извлекают матрицу, рассекатель и
отпрессованный профиль.

При использовании поворотной многопозиционной
инструментальной головки матричный блок устанавли-
вают в матрицедержатель и фиксируют в нем двумя
болтами. Затем собранную наладку с опорным кольцом
вставляют в блок инструментальной головки, которую
задают на ось пресса.

Инструмент рекомендуется изготавливать из следую-
щих сталей: матрицы ДИ-22, ДИ-23, рассекатели ЗХ2В8,
корпуса матриц ДИ-23, подкладки 5ХНВ.

Прессштемпель и втулку контейнера выполняют ана-
логично инструменту, используемому при прессовании
тонкостенных профилей сплошного сечения.

Технология прессования

Тонкостенные полые профили из титановых спла-
вов прессуют на горизонтальных гидравлических прес-
сах.

Для прессования полых профилей используют спе-
циальные втулки контейнеров, рабочая поверхность ко-
торых подвергнута диффузионному хромированию. Тол-
щина покрытия 20—300 мкм, микротвердость после по-
крытия и проведения термообработки должна быть не
ниже 1800 ед.

11—28

161
Максимально допустимая выработка втулок не долж-
на превышать следующих величин:

Диаметр контейнера, мм......... 95	105	115	150

Максимальная выработка втулок на
диаметр, мм....................0,8	1,0	1,0	1,2

Перед прессованием контейнер подогревают до
400—450° С. В собранном матричном блоке должна обес-
печиваться соосность иглы контуру очка матрицы.

Каждая матрица должна иметь паспорт, в который
заносят ее размеры после изготовления, а также резуль-
таты всех корректировок, проводимых при эксплуатации
матрицы.

Детали инструментальной наладки — корпус матри.
цы, подкладку, прессшайбу — перед началом прессова-
ния нагревают в печи электросопротивления до 300—
400° С.

Исследования [16] показали, что только прессова-
ние без смазки с образованием в контейнере «рубашки»
гарантирует от попадания в очаг деформации захоло-
женных поверхностных слоев металла и позволяет по-
лучить качественный сварной шов, по прочности мало
уступающий монолиту. В связи с этим определение оп-
тимальной толщины «рубашки», зависящей от темпера-
турных условий заготовки, имеет важное значение при
разработке технологического процесса.

Перепад температур в поверхностных слоях заготов-
ки, контактирующих с контейнером, может достигать
300° С и более. Вследствие низкой теплопроводности
титановых сплавов этот перепад практически локализу-
ется в слое толщиной 0,5—3,0 мм. С увеличением тол-
щины «рубашки» уменьшается возможность попадания
в очаг деформации захоложенных слоев заготовки. Од-
нако значительное увеличение толщины «рубашки» при
прессовании профилей приводит к столь интенсивному
обратному истечению металла (между поверхностями
контейнера и прессшайбы), что выдавливание металла
в очко матрицы прекращается или происходит частич-
но, в результате чего затрудняется оформление тонких
элементов сечения профиля.

Выбор оптимальной толщины «рубашки» в каждом
конкретном случае в зависимости от продолжительности
процесса прессования, температуры нагрева заготовок
и теплофизических характеристик прессуемого сплава
и материала контейнера дает возможность резко увели-
чить выход годного вследствие ликвидации брака по
сварке шва, качеству поверхности и отклонениям раз-
меров тонких элементов сечения профиля.

Кроме того, при использовании «рубашки» оптималь-
ной толщины снижается усилие прессования, так как
для среза захоложенных слоев с титановых заготовок,
имеющих температуру ниже температуры полиморфного
превращения и обладающих поэтому высоким сопротив-
лением деформированию, необходимы более высокие уси-
лия. Для выбора оптимальной толщины «рубашки» пред-
ложена методика расчета распределения температуры в
заготовке [16; 24 с. 48—53]. Сущность методики заклю-
чается в следующем.

Из теории теплопроводности [157] известно, что тем-
пературное поле тела с начальной температурой /ос и
коэффициентом температуропроводности ас, находяще-
гося в контакте с другим телом с начальной температу-
рой /ок и коэффициентом температуропроводности ак,
описывается уравнением:

t, = 4 + (4с - Q гЛ- f 1 + -г erfz —, (61)
1 -г \	2 V ас т /

где /8 — температура заготовки в произвольный мо-
мент времени;

т— время;

Ь=1 Ас^сРс,	(62)

г Хк ск рк

где X — теплопроводность;

с — удельная теплоемкость;

р — плотность;

z

erf z = —— f dz — функция ошибок Гауса.

VT 6

В работе [16] с использованием соотношения (6J)
рассчитано распределение температуры по сечению заго-
товки из сплава ВТ5 с начальной температурой /ок =
= 1200° С при условии нагрева контейнера до темпера-
туры /ос=470° С.

Результаты расчета представлены на рис. 79, где
показано изменение температуры заготовки в различные
моменты времени в направлении от поверхности к цент-
ру. С помощью полученных графиков можно определить
толщину «рубашки», зависящую от продолжительности
процесса прессования.

Известно, что резкое изменение прочностных свойств
сплава ВТ5 происходит в интервале 870—920° С, тогда
при продолжительности прессования 3 с оптимальная
толщина слоя, который должен уйти в «рубашку», со-

Зависимость темпе-
заготовки от рас-
от поверхности L в

Рис. 79.
ратуры
стояния

различные моменты времени:
/—1с; 2-1,5 с; 3—2 с;
4—2,5 с; 5-3 с

ставит 2,6 мм (по верхнему пре-
делу интервала температур).

Для проверки полученных ре-
зультатов проводили опытное
прессование полых петельно-
шарнирных профилей из сплава
ВТ5 на горизонтальном прессе
усилием 1000 тс из контейнера
диаметром 95 мм [16]. Фикса-
цию захоложенного упрочненно-
го слоя на стенках контейнера
осуществляли путем установки за
слитком технологической шайбы
диаметром 92 мм и высотой
НО мм из графита марки ГМЗ,
температура которой равна тем-

пературе нагрева заготовки (1150°С). Прессование про-
филя производили без смазки при скорости движения
прессштемпеля 40 мм/с.

При проведении экспериментов использовали типо-
вые заготовки длиной 140 мм, диаметром 93 мм. По ме-
ре выдавливания профиля полость контейнера заполня-
лась графитом; при этом на поверхности контейнера
остался захоложенный поверхностный слой титана в ви-
де полого тонкостенного стакана переменной толщины.

Длина захоложенного слоя, образующего «рубашку»,
составляла 80 мм, что соответствует длине заготовки по-
сле ее распрессовки в контейнере и заполнения полости
рассекателя. При исходной длине заготовки 140 мм и
скорости прессования 40 мм/с продолжительность этих
стадий составляла 1,5 с. С этого момента начиналось
выдавливание профиля, причем начальная толщина «ру-
башки» составляла 1,5 мм. При дальнейшем продвиже-
нии плунжера на 40 мм (т. е. через 2,5 с после начала
прессования) толщина захоложенного слоя возрастала
до 2,1 мм. Сопоставление этих данных с расчетными по-
казывает удовлетворительное совпадение; так, из гра-
фика, представленного на рис. 79, находим, что при
t==l,5 с толщина «рубашки» составляет 1,4 мм, а при
т=2,5 с—2,4 мм. В углах стыка контейнера с матрицей
толщина захоложенного слоя значительно превышает
расчетную величину. Это обусловлено образованием упру-
гой заторможенной зоны, контактирующей с двумя ме-
нее нагретыми поверхностями контейнера и матрицы.

Расхождения между экспериментальными и расчет-
ными данными в конце процесса прессования не влия-
ют на выбор оптимального зазора между прессшайбой
и контейнером, так как при прессовании титановых про-
филей оставляют прессостаток высотой не менее 20 мм.

Изложенное показывает, что график, приведенный
на рис. 79, можно использовать для определения толщи-
ны «рубашки» и соответственно диаметра прессшайбы
в зависимости от длительности процесса, определяемой
скоростью прессования.

Перед началом прессования все детали, узлы пресса
и нагревательные печи, имеющие контакт с заготовкой,
тщательно очищают от остатков смазки и окалины.

Время передачи нагретой заготовки от печи на ось
пресса не должно превышать 20 с. Если оно больше,
заготовку нагревают снова.

После остывания отпрессованные профили осматри-
вают и измеряют. Контролируемые размеры профилей
должны соответствовать техническим условиям. Профи-
ли, размеры которых имеют отклонения, подвергают
калибровке, а при больших отклонениях, исправление
которых при калибровке не представляется возможным
или нерационально, бракуют.

Глава IV

АДЪЮСТАЖНЫЕ ОПЕРАЦИИ

1.	ПРАВКА ПРОФИЛЕЙ

Правка прутков и профилей постоянного сечения
с припусками на механическую обработку

После прессования и предварительного контроля состояния по-
верхности для определения наличия грубых дефектов прутки и про-
фили подвергают правке.

Правку прутков ведут путем обкатки в машинах с гиперболо-
идальными роликами, а также растяжением. Поскольку обкатка
прутков на машинах с гиперболоидальными роликами возможна
только вхолодную, этому виду правки подвергают прутки из мягких
титановых сплавов. Правку прутков из твердых титановых сплавов,
а также правку профилей производят вхолодную, а также с пред-
варительным нагревом на правильно-растяжных машинах.

В процессе правки профилей, кроме растяжения, проводят их
раскрутку вокруг продольной оси. Для этого применяют гидравли-
ческие правильно-растяжные машины с нагревательными устройст-
вами, позволяющими нагревать отпрессованные профили непосред-
ственно на линии правки в нагревателях, расположенных в зажим-
ных губках машины.

Характеристика типовой растяжной машины усилием 400 тс

приведена ниже:
Максимальное растягивающее усилие, тс............ 400

Максимальное усилие обратного хода, тс........... 40

Наибольший рабочий ход траверсы, мм.............. 1500

Максимальная скорость рабочего хода, м/с......... 31,6

Рабочее давление в	цилиндре главного привода, кгс/см2	200

Длина обрабатываемого изделия, мм:

максимальная.................................... 9000

минимальная..................................... 2000

Усилие зажимных клиньев, тс...................... 15,6

Угол поворота передней головки при раскрутке профи-
ля, град.........................................Неограничен

Мощность установки контактного нагрева, кВт ....	380

Напряжение между губками контактного нагпева, В .	50

Максимальная температура нагрева изделия, °C . . .	850

Рабочим инструментом при правке профилей и прутков служат
фасонные губки, изготовленные из стали повышенной вязкости мар-
ки 5ХНВ или 5ХНМ и термообработанные на твердость HRC 45—48.

На рабочей поверхности губок выполняют острую сетчатую на-
сечку с шагом 4 мм. Глубина насечки составляет 2 мм, угол между
образующими сетки насечки 60°.

К процессу правки растяжением предъявляют повышенные тре-
бования по безопасности работы. Поэтому на каждый типоразмер
профиля или на группу аналогичных профилей разрабатывают схему
зажима их в губках машины Такие схемы должны обеспечивать на-
дежный симметричный захват профиля по максимальной поверхно-
сти, исключая тем самым изгибающие моменты и концентрацию на-
пряжений на отдельных участках зажатого в губках конца профиля.
Пример выбора схемы зажима профиля в губках машины показан
на рис. 80.

Если в процессе правки замечают даже незначительное проскаль-
зывание зажатого в губках машины профиля, процесс прекращают
и замеряют износ зубьев насечки. Практика работы показала, что
износ зубьев насечки более 0,5 мм по высоте недопустим. Поэтому
губки с износом более 0,5 мм заменяют новыми.

Ниже представлены температурные и деформационные режимы
правки растяжением профилей из различных сплавов:

Температура, °C:
начала правки
конца правки . .

Стах, %...............

ВТ1-0, ОТ4-0 ОТ4. ОТ4-1,	ВТЗ-1, ВТ5,

04-2	ВТ6, ВТ14

600—700
300
2,0

700—850
350
1,5
ВТ8, ВТ9

ВТ18, ВТ20

ВТ22

Температура, °C:

начала правки .	700—850

конца правки . .	550

Вшах» %................ 2,0

700—850
550
1,5

700—800
450
1,5

Контроль температуры в губках установки контактного нагрева
при правке осуществляют пятачковыми или лучковыми термопарами
на каждом первом профиле из партии одного типоразмера. При за-

мере температуры напряжение,
подводимое для нагрева про-
филя, должно быть отключено.

Скрутку профилей устраня-
ют поворотом подвижной го-
ловки машины вокруг продоль-
ной оси перед правкой растя-
жением. Если профили сохра-
нили кривизну после правки, их
подвергают повторной правке
при первоначальных темпера-
турных параметрах, но со сте-
пенью деформации не более
1%. Профили, сохранившие
после раскрутки местную
скрутку, подвергают местной
правке вручную с использова-
нием специальных ключей
(рис. 81).

Для улучшения качества
выполнения этой операции и

Рис. 80. Схема зажима профиля в губ-
ках растяжной машины

Рис. 81. Ключи для раскрутки вручную местной кривизны
профиля
облегчения контроля местной кривизны профили подвергают местной
правке в натянутом состоянии, т. е. без освобождения из губок рас-
тяжной машины.

Правка профилей переменного сечения

Конфигурация профилей переменного сечения обусловливает не-
обходимость правки в два этапа.

На первом этапе ведут местную правку гибом на вертикальных
прессах усилием 100—200 тс только законцовочной части профиля не-
посредственно после прессования, пока законцовочная часть не ус-
пела остыть. Основная цель проведения местной правки — достиже-
ние плоскостности профильной и законцовочной частей профиля.

На втором этапе, после местной правки, проводят правку про-
фильной части методом растяжения на машинах усилием 400—
750 тс. Техническая характеристика наиболее распространенной пра-
вильной машины усилием 400 тс представлена выше.

Перед нагревом на контактной установке концы профилей дли-
ной 250—300 мм зачищают от остатков стеклосмазки при помощи
бормашины, что обеспечивает хороший электроконтакт и надежный
зажим в губках машины. Термомеханические параметры правки при-
ведены выше. Для обеспечения более равномерного нагрева профили
обертывают в несколько слоев асбестовым полотном.

Как и для правки других полуфабрикатов, для каждого типа
профилей переменного сечения используют специальную конструкцию
зажимных губок, обеспечивающих гарантированный зажим концов
профиля во время правки.

Авторами проведено исследование температурно-деформацион-
ных условий процесса правки профиля переменного сечения шифра
ОП-28 (см. рис. 32) из сплава ВТ22. Профиль имеет следующие гео-
метрические параметры:

Площадь сечения, см2:
профильной части......................... 31,9

законцовочной части ..................... 139

Длина, мм:
профильной части......................... 6700

законцовочной части........................ 400

Толщина, мм:
полок...................................... 23

стрингера.................................. 12

Габариты, мм:
профильной части............................. 124X52

законцовочной	части...................... 124X138

К этому профилю с помощью точечной сварки приваривали
шесть хромель-алюмелевых термопар. Схема расположения термо-
пар на профиле показана на рис. 82 (точки 1—6 в сечениях I—I,
II—II, III—III).

При нагреве профиль был изолирован от окружающей среды при
помощи асбестовой ткани. Это позволило выровнять температуру
по сечению профиля и снизить перепад температуры до 8—10° С, в
то время как у неизолированного профиля он составлял 40—50° С.

По показаниям термопар были построены графики изменения
температуры при нагреве до 550, 600, 650° С и охлаждении до 150—
120° С (рис. 83). Из них следует, что наиболее нагретой зоной яв-
ляется выходной конец профиля (см. рис. 83, сечение III—III), а
наименее нагретой — зона, прилегающая к законцовке (см. рис. 83,
сечение 1—1). Разница их температур достигает 30—50° С. Это мож-
но объяснить захолаживающим влиянием законцовочной части про-
филя, которая, имея большее сечение при контактном нагреве, нагре-

Рис. 82. Схема расположения тер-
мопар на профиле

вается незначительно (/Зак= 1504-170°С). Таким образом, законцо-
вочная часть профиля, имея большую массу, забирает тепло из при-
легающей к ней зоны. Неравномерность нагрева профиля по длине
оказывает определенное влияние на процесс деформации при растя-
жении.

Из полученных графиков можно сделать вывод о характере на-
грева законцовочных профилей из сплава ВТ22. До температуры
550—600° С в течение 15—17 мин идет интенсивный нагрев, затем
его скорость заметно уменьшается. Это объясняется резким сниже-
нием величины удельного электросопротивления титановых сплавов
при повышении температуры.

Для определения неравномерности деформации при правке ис-
пользовали метод «фиксированных точек». На профиль при помощи
керна на расстоянии 200 мм одна от другой наносили точки (рис. 84).
Затем профили подвергали правке по режимам, указанным в табл. 37.

ТАБЛИЦА 37

Режимы и результаты правки законцовочных профилей
с нагревом в интервале 600—650° С

Аз профиля	Заданная степень дефор- мации. %	Полученная степень дефор- мации, %	Результаты правки
1  2  3  4	0,5  1,5  3  4,5	0,6  1,4  3,1  4,8	Профиль ровный, соответст- вует ТУ То же  На профиле образовалась шей- ка  Образовалась шейка и про- филь разорвался при правке
Рис. 83. Изменение температуры профиля в различных сечениях при его на-
греве и охлаждении
Контроль температуры вели на Нервом профиле с помощью при-
варенных термопар. Остальные профили нагревали аналогичным об-
разом.

По полученным данным для каждого профиля были построены
графики распределения относительной деформации подлине (рис. 85),

из которых видно, что на профи-
лях, подвергнутых правке с боль-
шой степенью деформации, она
распределяется неравномерно по
длине. Наибольшая деформация с
образованием шейки на профилях
№ 3 и 4 приходится на зону, при-
легающую к законцовке. Это мож-

Рис. 84. Схема расположения «фикси
рованных точек» иа профиле

но объяснить уменьшением размеров сечения профиля от выходно-
го конца к утяжинному.

На рис. 85 видно, что при больших степенях деформации утоне-
ние полок профилей может достигать 1,5—2 мм, не считая мест об-
разования шейки. Эта величина соизмерима с полем допуска (2,5—
3 мм). Для уменьшения величины утонения и предохранения от об-
разования шейки необходимо вести правку с небольшими степеня-
ми деформации (е=1,5-ь2%).

Авторами проведена оценка влияния процесса правки на меха-
нические свойства профилей. Для этого ото всех четырех профилей
через каждые 600 мм были отобраны образцы для механических ис-
пытаний. Образцы не подвергали термообработке. На рис. 86 приве-
дены графики изменения механических свойств по длине профиля
№ 4, разорванного при правке. Как видно из рис. 86, механические
свойства имеют значительный разброс. У трех других профилей ме-
ханические свойства также изменялись без заметной корреляции со
степенью деформации при правке. Это свидетельствует о том, что
правка не оказывает существенного влияния на механические свойст-
ва профилей сплава ВТ22.

Правка тонкостенных сплошных н полых профилей
без припусков на механическую обработку

Как и все прессованные полуфабрикаты, тонкостенные сплошные
и полые профили после предварительного контроля размеров и ка-
чества поверхности подвергают правке. Тонкостенные профили пра-
вят в нагретом состоянии путем растяжения и раскрутки.

Основное требование к машинам для правки профилей, имею-
щих тонкие элементы, — контактный нагрев профиля непосредствен-
но на линии правки, в губках машины. Это обеспечивает минималь-
ное остывание профиля в процессе правки и снижает неравномер-
ность деформации, что особенно важно для тонкостенных профилей.

Указанным требованиям соответствует правильная машина, кон-
струкция которой разработана под руководством И. А. Шура.
Рис. 85. Распределение относительной деформации по длине L профиля при правке растяжением

н'ТОЪ & 9‘0	9'9 0'9 t'Z 9'/ ft 9'0
Техническая характеристика этой машины приведена ниже:

Максимальное растягивающее усилие, тс............ 50

Максимальный ход передней головки, мм............ 1500

Длина растягиваемых профилей, мм................. 1500—8500

Максимальный диаметр окружности, описанной вокруг
поперечного сечения профиля, мм ................. 100

Скорость передвижения передней головки при рабочем
ходе, мм/с.................................. 5—25

Угол поворота передней головки при раскрутке профи-
ля, град.................................... ±180

Скорость вращения	передней	головки,	об/мин	....	3,5

Мощность установки контактного нагрева, кВт ....	235

Максимальная температура	нагрева	профилей,	°C	.	.	850

Общая масса машины, т............................ 19

Температурные режимы правки тонкостенных профилей, изготов-
ленных из титановых сплавов различных марок, аналогичны режи-
мам правки профилей с припусками на механическую обработку.

В процессе правки растяжением изменяются габаритные размеры
профиля и толщина его полок. Утонение элементов профиля часто
лимитирует величину степени деформации при правке растяжением.

Профили, сохранившие после раскрутки и предварительной
правки растяжением местную скрутку, при дальнейшей растяжке
подвергают вручную местной подправке специальными ключами.
Практикуют повторную правку профилей по первоначальным темпе-
ратурным режимам, но со степенью деформации при растяжении не
более 1%.

2.	КАЛИБРОВКА ПРОФИЛЕЙ

Несмотря на значительные усовершенствования про-
цесса прессования, проведенные в последние годы, ка-
чество поверхности прессованных профилей и допуски на
их геометрию не всегда удовлетворяют требованиям,
предъявляемым современным машиностроением. Так,
качество поверхности прессованных профилей находит-
ся на уровне V4—V5, в то время как для ряда конструк-
ций требуются профили с качеством поверхности V6—
—V7, поле допуска на толщины полок прессованных
профилей составляет 0,5—0,7 мм, а для создания неко-
торых конструкций необходимы допуски, укладываю-
щиеся в поле 0,2—0,3 мм.

Для повышения точности геометрии профилей и
улучшения качества поверхности проводят их калибров-
ку. Кроме того, калибровка с повышенными обжатиями
отдельных элементов сечения позволяет получить про-
фили со значительным соотношением толщин элементов
(^4), изготовление которых прессованием представля-
ет серьезные трудности.
Для калибровки профилей используют три основных
процесса: волочение, обработку на прессах с пульси-
рующим приложением нагрузки (ППН), прокатку в
специальных клетях. Каждый из этих процессов имеет
достоинства и недостатки, определяющие области их
применения.

Калибровка волочением

Достоинства процесса волочения по сравнению с
другими процессами калибровки заключаются в отно-
сительной простоте используемого оборудования, не-
сложности изготовления инструмента и малых затратах
времени на его смену при переходе с калибровки про-
филя одного типоразмера на другой. Основной недоста-
ток процесса волочения — ограниченные частные де-
формации, что объясняется неблагоприятной схемой
напряженного состояния, присущей данному процессу:
так как продольное напряжение является растягиваю-
щим, деформация удлинения в этом направлении актив-
на. Между тем известно [158—161], что при активной
деформации удлинения максимально допустимые дефор-
мации значительно ниже, чем при пассивной, которая
реализуется в двух других процессах калибровки.

Поэтому калибровку волочением наиболее рацио-
нально использовать при обработке профилей малыми
партиями, при часто сменяемом сортаменте, когда боль-
шое значение приобретает снижение трудоемкости изго-
товления инструмента и времени на его смену при пере-
ходе на калибровку профилей другого типоразмера.

Заготовка для волочения

Для уменьшения количества переходов при волочении
конфигурация поперечного сечения прессованной заго-
товки должна быть подобна конфигурации сечения го-
тового профиля. Припуск на волочение и допускаемые
отклонения на размеры поперечного сечения заготовки
определяются минимальной толщиной полки профиля,
которую можно получить при прессовании, а также мак-
симально допустимой неравномерностью деформации при
волочении. Обычно припуск на калибровку принимают
равным 0,5—1,5 мм (в зависимости от толщины полки
профиля), а допуск на толщину полки заготовки опре*
деляют по формуле
Д8 = (1,3 ч-1,5) Дп у-,	(63)

*п

где Д3, Дп —допуски на толщину полки соответствен-
но заготовки и готового профиля;

4, tn — толщина полки соответственно заготовки
и готового профиля.

Так, для получения калиброванного профиля с тол-
щиной полки 1,5 мм и допуском ±0,15 мм обычно ис-
пользуют прессованный профиль с толщиной полки 2—
2,2 мм и допуском ±0,3 мм.

Геометрия прессованного профиля, подвергаемого
волочению, должна соответствовать следующим требо-
ваниям:

отклонение углов поперечного сечения от номинала
не более ±0,3°;

отклонение радиуса сопряжения полок не более
±2,5 —1,0 мм;

скручивание вокруг продольной оси не более 10° на
1 м любого участка профиля;

плавная продольная кривизна (без резких изги-
бов, изломов и пережимов) не более 50 мм на 1 м дли-
ны профиля.

На поверхности профилей не допускаются плены
трещины, глубокие риски и надиры, выводящие размеры
сечения за пределы минусовых допусков. Дефекты в ви-
де царапин, рисок, задиров глубиной более 0,10 мм
должны быть удалены путем плавной зачистки абразив-
ным инструментом.

Волочильный инструмент

Для волочения профилей используют разъемные во-
локи, состоящие из двух — четырех частей. Ввиду того
что через одни и те же волоки проводят и холодное, и теп-
лое волочение при температурах 550—750° С, обычные
инструментальные стали из-за низкой теплостойкости не-
пригодны для изготовления волок. Оптимальное решение
найдено при использовании вкладышей из металлоке-
рамических твердых сплавов, например ВК15, закреп-
ляемых путем пайки сплавом Л62 в разъемном корпусе,
изготовленном из стали У10 или У12.

Сектор волоки с впаяным вкладышем показан на
рис. 87.
Рис. 87. Сектор состав-
ной волоки с впаянным
твердосплавным вклады-
шем

Твердосплавные вкладыши изготавливают методами
порошковой металлургии по схеме, приведенной на
рис. 88.

Твердо-
сплавная
смесь
ВК16

Замешивание

Сушка на воздухе 36 ч

Протирка через сито
ЗОмеш

Прессование в стальной

8о/о-ный
раствор
каучука
в бензине

пресарорме
6=0,3-0,4 тс/см*

Сушка заготовок при 130 °C, 24 ч

Предварительное спекание
в водороде при 650°C, 6 ч

Пропитка жидким парафином

Механическая обработка

Отгонка парафина при 750°0, 12ч

Окончательное спекание
при 1400-1450 °C, 4 ч

Шлифование и доводка

Готовые волоки

Рис. 88. Схема изготовления твердосплавного вкладыша волоин
3 2	1

Рис. 89. Схема устройства для
волочения профилей без остре-
ния

При калибровке профилей титановых сплавов воло-
чение осуществляют без предварительного острения
заготовки. Для этого используют устройство, показан-
ное на рис. 89.

Принцип действия устройства заключается в следую-
щем: волоку 1, состоящую из двух — четырех частей,
помещают в конусную втулку
2, на внутренней поверхности
которой имеются направляю-
щие 3. Волока стеснена двумя
траверсами 4 и 8, жестко свя-
занными тягами 6, свободно
перемещающимися в корпусе
7. Упором, ограничивающим
перемещение траверс, служит
гайка 5.

При движении траверс
вправо части составной воло-
ки, перемещаясь по конусу,
сходятся к центру, образуя ка-
нал определенного сечения.
При движении траверс влево

части волоки расходятся, образуя канал максимального
сечения, в который свободно вводится передний конец
профиля 9 и зажимается в губках волочильной каретки.
Перемещение частей волоки вправо и предваритель-
ный их поджим к профилю осуществляются при движе-
нии траверсы 4 посредством гидравлического толкателя.
Окончательное затягивание частей волоки, обеспечи-
вающее требуемый размер волочильного канала, дости-
гается благодаря силам трения между волокой и дефор-
мируемым металлом.

Аналитическая зависимость для определения усилия
толкателя, обеспечивающего предварительный поджим
частей составной волоки, приведена в работе [162]. Рас-
чет показывает, что при волочении профилей серийного
сортамента усилие поджима должно обычно составлять
4—6 тс.

После окончания волочения при возвратном ходе во-
лочильной каретки она производит ударное воздействие
на траверсу 8, при этом части волоки отводятся в край-
нее левое положение, образуя максимальное сечение ка-
нала, в которое вводится последующий профиль, и цикл
ролочения повторяется.
В отличие от волок для волочения прутков, проволо-
ки, круглых труб у сборных волок углы наклона обра-
зующей канала выполняют различными для разных по-
лок. При этом учитывают, чтобы деформация всех полок
профиля начиналась одновременно (в одной плоскости
перпендикулярной оси волочения). Это позволяет снизить
неравномерность деформации по сечению профиля и та-
ким образом повысить величину обжатия за переход
волочения.

Минимальный угол наклона образующей волоки для
калибровки наиболее тонкой полки си выбирают на ос-
нове данных работы [161] в пределах 6—9°. Рабочие уг-
лы волоки для калибровки остальных полок определяют
из соотношения

tga« =77- tgai,	(64)

где Д/ь — абсолютные обжатия по толщине за пе-
реход волочения соответственно первой
и /-той полок;

ai> — рабочие углы волоки соответственно
для первой и i-той полок.

Технология волочения

Как было указано выше, калибровку волочением
прессованных профилей проводят с предварительным
нагревом или вхолодную.

При волочении с нагревом достигаются более высо-
кие частные деформации, а также повышается допусти-
мая неравномерность деформации отдельных полок, что
позволяет использовать заготовки с более высокими от-
клонениями размеров от номинальных.

Ниже приведены значения абсолютного обжатия по
толщине полки профиля при волочении вхолодную и с
предварительным нагревом, подтверждающие изложен-
ное:

Толщина полки профиля, мм ...	2	3	4	5 6J

Абсолютное обжатие за переход, мм:

волочение вхолодную....... 0,10	0,20 0,35 0,45 0,55

» с нагревом.......... 0,20	0,40 0,60 0,80 1,00

Однако качество поверхности профилей при волоче-
нии вхолодную существенно выше. Так, если при волоче-
нии с нагревом из заготовки с качеством поверхности V3
можно получить профили с качеством поверхности, со-
ответствующим V5, то после холодного волочения каче-
ство поверхности может быть улучшено до V6. Поэтому
для получения профилей с повышенными требованиями к
качеству поверхности целесообразно промежуточные пе-
реходы проводить с нагревом, а окончательные 1—2 пе-
рехода вхолодную.

Температурные режимы нагрева профилей перед во-
лочением приведены ниже:

Сплав...................ОТ4,	ОТ4-1 ВТ5 ВТ20

Температура нагрева, СС . . 550- 650	650—750	680—750

Рис. 90. Зависимость уменьшения
высоты микронеровностей h от сте-
пени деформации 8 в процессе во-
лочения профилей. Величина исход-
ной микронеровности равна:

/ — 50 мкм; 2 — 35; 3 — 25; 4 — 20;
5 — 15 мкм

Качество поверхности
профиля определяется в
основном двумя фактора-
ми: качеством поверхно-
сти заготовки и величи-
ной суммарного обжатия
при волочении. Как по-
казано на рис. 90, особен-
но интенсивно высота ми-
кронеровностей уменьша-
ется в первых проходах
до степени деформации
15—20 % • При увеличе-
нии степени деформации
до 25—30% уменьшение
высоты микронеровно-
стей незначительно.

Для предупреждения
обрывов при волочении

целесообразны подогрев волочильного инструмента и
сокращение зоны его контакта с деформируемым профи-
лем путем уменьшения длины калибрующего пояска во-
локи до 1—1,5 мм.

Температурные режимы нагрева инструмента приве-
дены ниже:

Толщина полки профиля,
мм....................... 4	3	2

Температура нагрева инст-

румента, °C.............. 50—100	100—200	250—300

Продолжение

Толщина полки профиля,
мм....................... 1,5	1,0

Температура нагрева инст-
румента, °C.............. 300—350	350—400
При волочении вхолодную профили перед калибров-
кой отжигают при 600—700° С с выдержкой в печи
30—40 мин.

Для теплого волочения профилей используют смазку
состава, %: 27 графита карандашного КТ-2; 11 буры
технической; 7 талька; 0,1 поверхностно активного ве-
щества ОП-Ю; остальное вода.

С целью повышения термической стабильности смаз-
ки в ее состав рекомендуется добавлять 1—2% сернокис-
лого кадмия.

Для приготовления смазки в горячей воде (60—
80° С) растворяют навеску технической буры, а затем
при тщательном перемешивании вводят остальные компо-
ненты.

При волочении вхолодную в качестве смазки исполь-
зуют коллоидно-графитовый препарат ЭЛПВ, который
наносят на профили кистью; толщина слоя смазки дол-
жна быть 0,1—0,3 мм. Для обеспечения достаточно рав-
номерного покрытия профилей смазку предварительно
подогревают до 60—80° С. С целью улучшения адгезии
смазки к поверхности профилей ее предварительно оки-
сляют путем нагрева на электроконтактной установке
до температур 600—700° С с выдержкой в течение 0,5—
1,5 мин.

Для предупреждения потери устойчивости попереч-
ного сечения профиля в процессе волочения калибровку
рекомендуется проводить без обжатия кромки (в усло-
виях квазиплоской деформации). При этом габаритные
размеры канала волоки принимают на 2—3 мм больше
соответствующих размеров прессованного профиля с уче-
том плюсового допуска.

Поскольку деформация близка к плоской, коэффи-
циент вытяжки можно определять по отношению тол-
щин полок до и после волочения.

При волочении с предварительным нагревом коэф-
фициенты вытяжки за переход составляют 1,10—1,20,
при волочении вхолодную 1,07—1,15. Кроме обрывности
при волочении тонкостенных профилей, величина коэф-
фициента вытяжки лимитируется потерей устойчивости
поперечного сечения профиля, вызываемой неравномер-
ностью деформации вследствие различных обжатий от-
дельных полок.

Допустимую неравномерность деформации можно
оценить отношением Го/^пр (Го — площадь сечения по-
лок профиля, обжимаемых стенками волоки, Fnp— об-
щая площадь поперечного сечения профиля).

Среднее значение предельно допустимого коэффи-
циента вытяжки определяют по формуле

Нср —

M-о ~Ь Рн.о (Лхр Л>)

/*пр

(65)

где р>0 и Нн.о— коэффициенты вытяжки соответственно по

обжимаемым и необжимаемым частям
профиля.

Предельно допустимое значение коэффициента вы-
тяжки повышается с увеличением отношения F0/Fnp и
при F0/Fnp=l, |Хср=ц0 (рис. 91).

Суммарный коэффициент вытяжки , который
необходимо обеспечить при калибровке, прямо пропор-

fn-------------- 1,0 —————1———1—

0,2 .	0,4	0,6	0,8 F0/Fnp 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 Пд,пм-

Рис. 91. Зависимость предельно до-	Рис. 92. Зависимость необходимой сум-

пустимых вытяжек ц профиля от	маркой вытяжки Му от поля допуска

ЛТИЛШ AUUtr F IP_	**

отношения ^о^пр

на толщину полок прессованной заго-
товки Пд

ционален величине поля допусков на размеры прессован-
ной заготовки и обратно пропорционален полю допус-
ков на размеры готового профиля. Поэтому при задан-
ном поле допусков на размеры готового профиля сум-
марный коэффициент вытяжки тем больше, чем более
разнотолщинна заготовка (рис. 92).

Количество переходов при волочении определяют по
формуле

n = In ц2/1п |1ср.

(66)


Оборудование для волочения

Для калибровки профилей используют цепные воло-
чильные станы усилием 15—30 тс, рабочей длиной 10—
15 м, с регулируемой скоростью волочения в диапазоне
5—15 м/мин. Плавная регулировка скорости с миниму-
мом в момент включения волочильной каретки и посте-

Рис. 93. Двухмуфельная печь сопротивления

пенным ее повышением до максимума к моменту про-
тяжки (примерно 1/3 профиля) позволяет стабилизиро-
вать процесс, снизить обрывность. Скорость волочения
регулируют путем изменения числа оборотов дзигателя
постоянного тока, работающего по схеме генератор —
двигатель.

Нагревательные устройства для теплого волочения
должны обеспечивать быстрый нагрев профиля и под-
держание его температуры постоянной в течение всего
цикла волочения. Этим требованиям отвечают контакт-
но-муфельные печи сопротивления, устанавливаемые
в линии волочильного стана. Для сокращения вспомо-
гательного времени печи обычно изготавливают двух-
муфельными (рис. 93). Волочение профилей осуществля-
ют попеременно то из одного, то из другого муфеля.
Для этого предусмотрен механизм поперечного переме-
щения двухмуфельной печи с фиксированной установ-
кой муфелей строго на линии волочения.
Основное требование к каретке волочильного стана —
равномерный зажим по всему периметру поперечного се-
чения профилей различной конфигурации и размеров.
Для этого в каретке делают рабочий зев больших раз-
меров, достаточный для размещения направляющих пла-
нок и губок, обеспечивающих зажим профилей от самых
малых до самых крупных сечений. При изменении типо-

Рис. 94. Общий вид волочильного стана для ка-
либровки профилей с предварительным нагревом

размера калибруемых профилей достаточно произвести
смену зажимных губок.

Второе требование к каретке — жесткость и проч-
ность конструкции, поскольку каретка перед началом
каждого цикла волочения осуществляет ударное воздей-
ствие на переднюю траверсу зажимного устройства во-
локи.

В исходное положение каретка возвращается по
окончании цикла волочения под действием пневматичес-
кого цилиндра большой длины располагаемого на ста-
нине волочильного стана или на станине муфельной печи.

Скорость возврата каретки выбирают из условия со-
здания кинетической энергии, достаточной для раскры-
тия губок составной волоки. Поэтому обычно скорость
возврата составляет не менее 1 м/с.

Общий вид волочильного стана для калибровки про-
филей с предварительным нагревом показан на рис. 94.
Силовые условия волочения

Напряжение волочения при калибровке тонкостен-
ных профилей можно определять как средневзвешенное
значение напряжений волочения отдельных элементов
профиля. При этом сечение тонкостенного профиля мо-
жет быть расчленено на отдельные элементы (полоски),
для которых при допущении плоской деформации на-
пряжение волочения определяют по формуле И. Л. Пер-
лина [161]:

K=1,15ST.C

1

cos а + р

д+1
а

+ °^упр

(67)

где ST.C—среднее значение сопротивления деформа-
ции, кгс/мм2;

/н,	— толщина полки профиля соответственно до

и после волочения, мм;

а = cos2 р (1 + f ctga) — 1,

(68)

где f и р — соответственно коэффициент и угол трения;
о1упр — напряжение на границе упругой и пластиче-
ской зон очага деформации, кгс/мм2;

a — угол наклона образующей конуса матрицы.

Величину Щупр можно опреде-
лить путем экстраполирования
зависимости К (In и) до оси орди-
нат. Такое определение возмож-
но для профиля одного типо-
размера, поскольку, как показа-
но на рис. 95, интенсивность
зависимости К (In р,) практиче-
ски инвариантна к форме
профиля.

При отсутствии эксперимен-
тальных данных для ориентиро-
вочных расчетов можно принять
(Т/упр== (0,2-т-0,3) ST.C.

Полное напряжение во-
лочения рассчитывают по фор-
муле

Рис. 95. Зависимость напря-
жения волочения К от сте-
пени деформации In ц за
переход:

/, 2 — при 600е С; 3, 4 — при
700’С; /, 3 —тавр; 2, 4 —
зет
К = K1F1 + KA+ +KnFn

Z Ft + Ft+---+F„

где Kj, K2,...,/<п — напряжения волочения отдельных
полок профиля;

Fi, F2,..., Fn — площади сечения полок.

Следует отметить, что при волочении с предваритель-
ным нагревом за время заправки профиля в волоку и
зажима в ней температура профиля может существенно
понизиться, в результате чего напряжение волочения в
начальной стадии процесса может на 50—70% превы-
шать наблюдаемое при установившемся режиме. По-
этому необходимо максимально сокращать время за-
правки и зажима профиля.

Калибровка на прессах ППН

Обработка на прессах ППН — это процесс, близкий
к ротационной ковке. Основное отличие его заключается
в способе придания возвратно-поступательного движения
рабочим бойкам. Если при

Рис. 96. Схема калибровки профиля
на прессе ППН

ротационной ковке бойки пе-
ремещаются в результате
вращательного движения
обоймы, в которой они раз-
мещены, то в процессе ППН
это перемещение происходит
вследствие пульсирующей
подачи рабочей жидкости.
Схема обработки на прессе
ППН представлена на
рис. 96.

В любом элементарном
объеме деформируемого ме-

талла создается всестороннее сжатие с минимальным
сжимающим продольным напряжением. Поэтому дефор-
мация удлинения в продольном направлении пассивна,
что позволяет применять без опасности разрушения вы-
сокие частные деформации. В этом заключается основ-
ное преимущество калибровки на прессе ППН по срав-
нению с волочением.

Изготовление инструмента для пресса ППН и его
смена так же, как и при волочении, не вызывает особых
трудностей. Ввиду менее значительных перемещений де-
формируемого металла относительно инструмента каче-
ство поверхности профилей, калиброванных на прессе
ППН, выше, чем при волочении.

К недостаткам калибровки на прессе ППН
следует отнести малую скорость обработки (обычно не
более 2 м/мин) и ограниченный сортамент профи-
лей. Так, например, при использовании прессов ППН
невозможно проведение калибровки полузамкнутых про-
филей, что не вызывает особых трудностей при волоче-
нии в неразъемные волоки.

Из изложенного следует, что процесс калибровки на
прессах ППН наиболее целесообразно использовать
при обработке малых партий профилей относительно
простой конфигурации, к качеству поверхности которых
предъявляются повышенные требования.

Заготовка для калибровки на прессе ППН

Требования к заготовке для калибровки на прессе
ППН аналогичны описанным выше применительно к ка-
либровке волочением. Разница состоит лишь в том, что,
поскольку при калибровке ППН возможно достижение
более высоких обжатий, припуски на толщину полок
прессованных профилей, подлежащих калибровке этим
методом, могут быть примерно в 1,5 раза выше.

Для устранения искажений продольной и поперечной
геометрии прессованные профили подвергают правке.

Режимы правки прессованных заготовок из различ-
ных сплавов приведены ниже:

Сплав...................ОТ4,	ОТ4-1 ВТ5 ВТ20

Температура, °C:

начала правки .... 600—700	700—850	700—850

конца правки......... ^>300	>350	^550

Степень деформации, % . . .	2,0	2,0	1,5

Как и при волочении, калибровку на ППН профилей
из титановых сплавов можно осуществлять вхолодную
и с предварительным нагревом.

В первом случае профили из различных сплавов пе-
ред калибровкой отжигают по следующим режимам:

Сплав .....................

Температура отжига, °C . . .

Время выдержки, мин . . .

ОТ4-1

580—700

30

ОТ4
600—700
30

ВТ20
760—800
30—60

Для удаления поверхностных дефектов прессового

происхождения, а также снятия газонасыщенно-
го слоя, образовавшегося при отжиге, профили подвер
гают травлению по режимам, приведенным на с. 24.

Инструмент

Инструмент для калибровки профилей методом ППН

представляет собой штамп, состоящий из двух, трех или
четырех элементов. Штамп имеет соответственно два,

три или четыре разъема. Количество разъемов и место
их расположения выби-
рают в зависимости от
конфигурации поперечно-
го сечения калибруемых
профилей. Общий вид ти-
пового штампа и конст-
рукция одного из его эле-
ментов показаны на
рис. 97, а, б. На рис. 98
приведены варианты рас-
положения сборных штам-
пов в штамповом блоке.

Рис. 97. Штамп для калибровки профилей методом ППН (I—IV — элементы
разъемного штампа):

а — общий вид; б — конструкция одного из элементов

Штампы для холодной калибровки обычно изготав-
ливают из стали Х12Ф1, у которой после закалки и низ-
котемпературного отпуска твердость HRC стабильно от-
вечает значениям 56—60 при достаточных значениях
пластических характеристик и ударной вязкости. Это
гарантирует отсутствие трещин и сколов на штампах в
процессе их эксплуатации.
Штампы для калибровки с предварительным на-
гревом изготавливают из стали ЗХ2В8Ф или ДИ23 и
подвергают термообработке с целью получения твердо-
сти HRC 48—52.

Как и для сборных волок, углы наклона образующей
ручья на отдельных элементах штампа выполняют раз-
личными, чтобы деформация всех полок профиля начи-

Рис. 98. Варианты расположения сборных штампов в
штамповом блоке

налась одновременно (в одном поперечном сечении
штампа). Это позволяет существенно снизить неравно-
мерность деформации по сечению профиля и таким об-
разом уменьшить дополнительные растягивающие напря-
жения в слабообжимаемых полках профиля.

Оптимальные углы наклона образующей ручья штам-
пов а, град, для калибровки профилей типа тавра,
угольника, креста приведены ниже:

Максимальное соотношение

толщин полок профиля'	. . .	<1,25	1,26—1,50

Ctmax............................ 3	3,5

CCmin............................ 3	2,5

Максимальное соотношение
толщин полок профиля . . .
ССтах........................

Dimin........................

1,51—1,75
4
2,5

Продолжение

1,76-2,0	2,01-2,5	>2,5
4,5	4,5	4,5
2,5	2,0	1,5

Технология калибровки

В связи со значительным разбросом габаритных раз-
меров прессованных профилей (до 2 мм) их калибровку,
как и при волочении, проводят без обжатия кромок. При
этом размеры ручья штампа принимают на 2—3 мм
больше соответствующих размеров прессованного про-
филя с учетом плюсового допуска.
Ввиду того что максимальной главной деформацией
в данном процессе является утонение полок, коэффици-
ент вытяжки определяют по отношению толщин полок
до и после калибровки.

Несмотря на использование различных углов ручья
штампа, вследствие колебаний размеров исходной заго-
товки при калибровке наблюдается неравномерность
деформации, проявляющаяся в различии коэффициентов
вытяжки по отдельным элементам сечения профиля.
Отношение интегральных деформаций Inpi/lnps ограни-
чивается потерей устойчивости профиля в процессе ка-
либровки. При калибровке вхолодную область устойчи-
вого режима ограничивается интервалом

1,3	0,25.	(70)

1ПЩ	’

Калибровка с предварительным нагревом увеличива-
ет область устойчивого режима, которая находится в
пределах

1,8 >12±l> 0,13.

In |Х2

(71)

При превышении верхнего значения указанной обла-
сти на профиле наблюдаются гофры, а при занижении
нижнего предела — трещины на слабообжимасмых пол-
ках. Образование трещин зависит также от состояния
поверхности кромок профиля. Так как калибровку ведут
без обжатия кромок, даже мелкие дефекты на них,
являясь концентраторами напряжений, способствуют
развитию трещин.

Величина предельных деформаций за переход приве-
дена ниже:

Сплав.................................. ОТ4	ОТ4-1	ВТ-20

Стах, %, при калибровке:
вхолодную......................... 35—40	35—40	30—35

горячей........................ 55—60	70	45—50

Указанные величины примерно в 2,5—3 раза превы-
шают достижимые при калибровке волочением. Это по-
зволяет значительно увеличить толщину полок прессо-
ванной заготовки и существенно уменьшить и абсолют-
ную, и относительную разнотолщинность калиброванных
профилей. При калибровке на прессах ППН при толщи-
не полки профиля 1,5—2,5 мм возможен стабильный до-
пуск ±0,10 мм. Кроме того, вследствие использования
высоких частных деформаций при калибровке на прес-
сах ППН удается улучшить качество поверхности прес-
сованных профилей и довести его до уровня, стабильно
соответствующего V6. Это наглядно показано на рис. 99.

Режимы нагрева профилей перед калибровкой при-
ведены ниже:

Марка сплава.............. ОТ4

Площадь поперечного сече-
ния профиля, см2 .... 0,5—4,0
Температура, °C ... . 550—700
Минимальное время нагре-
ва, мин................. 1,5

ОТ4-1 ВТ5

>4,0	0,5-4,0

550-700 650-800

2,5	1,5

ВТ20

>4,0

650-800

2,5

При холодной калиб-
ровке ППН, как и при хо-
лодном волочении, ис-
пользуют смазку ЭЛПВ,
технология нанесения ко-
торой описана выше.

При калибровке ППН
с предварительным наг-
ревом применяют смазку
состава, %: 65,0 коллои-
дально-графитового пре-
парата ЭЛПВ; 19,0 гра-
фита малозольного кри-
сталлического марки
ГСМ-2 или КЛЗ; 6,7 нат-
рия тетраборнокислого
(бура); 9,0 натрия борно-
кислого; 0,1 натрия тита-
новокислого; 0,2 натрия—
лития борнокислого.

При приготовлении
смазки в препарат ЭЛПВ

Рис. 99. Очаг деформации при калиб-
ровке профиля на прессе ППН 315:

I — участок профиля до калибровки;
II — участок калиброванного профиля

при постоянном перемешива-

нии вводят смесь неорганических солей, а затем графит.
Во избежание быстрого загустевания смазки ее гото-

вят непосредственно перед нанесением в количестве, не-
обходимом для покрытия партии профилей.

Смазку наносят на профиль кистью или щеткой слоем
толщиной 0,1—0,3 мм. На конец профиля длиной 200—
250 мм, захватываемый клещами тянущего механизма,
смазку не наносят.
Оборудование для калибровки ППН

Для калибровки профилей рассматриваемым способом
используют гидравлические прессы ППН 315/500 конст-
рукции ЭНИКМАШ (рис. 100).

Рис. 100. Общий вид пресса ППН 315

Техническая характеристика пресса приведена ниже:

Усилие пресса, тс, при давлении рабочей жидкости,

кгс/мм2:
160................................................ 0—315

250 ............................................ 315—500

Амплитуда колебаний плунжера,	мм................0,5—1,0

Частота колебаний, Гц................................. 5—30

Скорость протягивания профиля при	калибровке, м/мин	1—6

Максимальный диаметр окружности, описывающей про-
филь, мм............................................. 120

Максимальная длина профиля до калибровки, мм . .	6000

Рабочее усилие пресса, амплитуда и частота пульса-
ции плавно регулируются в диапазонах, указанных
выше.

Для нагрева профилей перед калибровкой ППН ис-
пользуют контактно-муфельные установки, аналогичные
описанным для калибровки волочением.

Силовые условия калибровки ППН

Исследования В. Н. Аргунова и М. В. Харитоновича
показывают, что для аналитического определения усилия
при калибровке профилей способом ППН можно исполь-
зовать формулу И. Л. Норицына [163], полученную для
условий осадки цилиндрических заготовок в условиях
пульсирующего нагружения. Используя наши обозначе-
ния, формулу можно записать в виде

р=^'+ш	(72>

где ST.C — среднее значение сопротивления деформа-
ции в пластической зоне;

f — коэффициент трения;

d — диаметр круга с длиной окружности, рав-
новеликой периметру калибруемого про-
филя;

h — высота заготовки (в рассматриваемом
процессе — толщина полки профиля до ка-
либровки) ;

F — площадь контактной поверхности.

При калибровке профилей площадь контакта

F=//n+	,	(73)

\ tg а / 2

где tn — величина подачи профиля за один ход пресса;

A/i — односторонний припуск на калибровку;

а — угол наклона образующей ручья штампа;

П—периметр профиля.

Подставляя в формулу (72) значения F и полу-
чаем окончательную зависимость для определения уси-
лия калибровки профиля в условиях пульсирующего на-
гружения:

(73а)

Калибровка прокаткой

Рассмотренные выше процессы калибровки имеют
общий недостаток — технологически ограниченную ско-
рость обработки, лимитируемую при калибровке воло-
чением условиями закрепления профиля в губках воло-
чильной каретки, а при калибровке на прессах ППН
силовыми возможностями пресса, так как при увеличе-
нии скорости протягивания неизменно повышаются
величина подачи, площадь контактной поверхности
штампа с деформируемым металлом и требуемое усилие
деформирования.
В этом отношении калибровка прокаткой имеет не-
сомненные преимущества, поскольку здесь скорость об-
работки технологически не ограничена и лимитируется
не кинематическими или динамическими характеристи-
ками станов, а производительностью нагревательных
устройств.

Рис. 101. Схемы прокатки на многовалковом стане (со
сменными кассетами) профилей различного сечения:

а — крестообразного; б — таврового; в — двутаврового

При прокатке отсутствуют отходы металла на за-
хватку, достигающие при волочении или калибровке
ППН3-4%.

Кроме того, после создания прокатных клетей повы-
шенной жесткости калибровка прокаткой получила до-
полнительные преимущества, заключающиеся в дости-
жении более высоких обжатий, а также в повышении
точности геометрии калиброванных профилей.

Вместе с тем, прокатка имеет некоторые недостатки
по сравнению с рассмотренными выше способами ка-
либровки. Основные из них — более значительные затра-
ты времени при переходе с калибровки профилей одного
типоразмера на другой, большая сложность и трудоем-
кость изготовления инструмента, а также более высокая
стоимость оборудования.

Поэтому калибровку прокаткой наиболее целесооб-
разно использовать при обработке профилей крупными
партиями в условиях, когда затраты времени на смену
инструмента и его наладку существенно меньше основ-
ного оперативного времени.

В настоящее время используют двухвалковые калиб-
ровочные станы и многовалковые со сменными кассета-
ми. Станы первого типа предназначены для калибровки
профилей относительно простой конфигурации (угольни-
ки, зет-образные, полособульбы), станы второго типа —
для калибровки профилей более сложной конфигурации
(тавры, двутавры, крестообразные и др.). Схемы прокат-
ки на многовалковом стане со сменными кассетами при-
ведены на рис. 101.

Заготовка для прокатки

Технология подготовки прессованных профилей к ка-
либровке прокаткой и требования, предъявляемые к каче-
ству их поверхности и геометрии, практически аналогич-
ны применяемым при калибровке на прессе ППН (см.
выше). Основное отличие заключается в установлении
припуска на калибровку. Если в процессе ППН припуск
определяется силовыми возможностями пресса и пласти-
ческими характеристиками деформируемого металла, то
при прокатке основным фактором, лимитирующим вели-
чину припуска, является условие захвата. Исследования
показали, что условие захвата выполняется, если обжа-
тие по толщине полки профилей при прокатке в двух-
валковом стане не превышает 50% и в стане со смен-
ными кассетами 35%.

Исходя из указанных значений, можно определить
максимальную величину припуска. Однако на практике
вследствие разброса параметров геометрии отдельных
профилей в партии максимальные значения припуска
обычно не используют и для обеспечения стабильной
технологии калибровки припуск назначают в пределах
0,6—0,8 от максимально допустимого из условий за-
хвата.

Технология прокатки

Как указано выше, вследствие больших колебаний
толщин полок прессованной заготовки прокатку осуще-
ствляют в условиях значительной неравномерности де-
формации. Так, при прокатке профилей с толщиной
полки 1,5 мм из заготовки с толщиной полки
2,1 мм при принятом на практике допуске на раз-
меры заготовки ±0,3 мм величина относительного обжа-
тия по различным полкам профиля может изменяться
в диапазоне 16,5—37,5%. При этом возникает значитель-
ная поперечная деформация — уширение интенсивно
обжимаемых полок и утягивание слабо обжимаемых,
возможна также потеря пластической устойчивости се-
чения профиля в виде гофров и разрывов полок.

Исследования влияния степени деформации на пара-
метры геометрии профиля типа угольника при прокатке
на двухвалковом стане 350 показывают, что при
прокатке с обжатием по толщине полки заготовки 50%
можно получить профили с толщиной полки, удовлетво-
ряющей требованиям технических условий. Однако в
данном случае вследствие заметного уширения необхо-
димо проводить корректировку размеров заготовки по
ширине полок. Этими исследованиями установлено, что
при прокатке можно использовать степени деформации
по толщине полки до 40—50%.

При прокатке так же, как и при калибровке на прес-
сах ППН, применяют технологическую смазку на осно-
ве коллоидно-графитового препарата ЭЛПВ с обяза-
тельным введением добавок, повышающих термическую
стабильность смазки.

Температура нагрева заготовок при скорости прокат-
ки 45—90 м/мин составляет: для заготовок из сплавов
ОТ4, ОТ4-1 550—700° С; из сплавов ВТ5, ВТ20, ВТ22
650—800° С.

Калиброванные профили охлаждают на приемнохм
желобе стана до температуры ^300° С, затем сбрасы-’
вают в специальный карман, после чего передают на от-
делку (отжиг, правку, очистку, резку в меру и др.).

Калибровка прокаткой существенно повышает каче-
ство тонкостенных профилей; так, при шероховатости
поверхности прессованной заготовки на уровне V3—V4
после прокатки качество поверхности стабильно отве-
чает уровню V6. Отклонение толщин полок профилей
после прокатки укладывается в 0,2 мм.

Сопоставление выходов годного при производстве
профилей, калиброванных прокаткой и на прессах ППН,
показывает, что в первом случае выход годного выше
на 3—6%. Это объясняется наряду с утолщением перед-
него конца профиля при калибровке ППН снижением по-
терь металла благодаря отсутствию таких дефектов, как
продольные риски, разрывы полок и др.
Оборудование для прокатки

Основное оборудование для калибровки профилей
прокаткой составляют нагревательное устройство и про-
катный стан.

В качестве нагревательного устройства так же, как и
при других способах калибровки, используют двухка-

Рлс. 102. Общий вид прокатно-калибровочного стана Дуо 350
конструкции ВНИИметмаш

мерные контактно-муфельные печи. В последнее время
проведена модернизация этих печей; 1) установлены
дополнительные нагревательные элементы на концах пе-
чи, что позволило снизить перепад температуры по ее
длине; 2) печь оборудована толкателями; 3) фотопиро-
метры заменены контактными термопарами, что позво-
лило повысить точность измерения и регулирования тем-
пературы нагрева профиля.

Общий вид прокатно-калибровочного двухвалкового
стана 350 конструкции ВНИИметмаш представлен на
рис. 102. Основная особенность этого стана, отличающая
его от станов других конструкций, заключается в повы-
шенной осевой жесткости, достигаемой предварительно
напряженной осевой установкой валков путем исполь-
зования гидравлических цилиндров, размещенных в од-
ной из подушек каждого валка. Высокая осевая жест-
кость в сочетании с высокой радиальной жесткостью
способствует точной регулировке и фиксации размеров
калибров.

Техническая характеристика рассматриваемого стана
приведена ниже:

Максимальное давление металла на валки, тс........... 125

Максимальная скорость прокатки, мм/с................. 1,5

Диаметр валков, мм..................................... 350

Длина бочки валков, мм................................. 400

Жесткость стана в радиальном направлении, тс/мм:
с предварительно сжатыми	валками................690

с несжатыми валками................................ 130

Мощность главного привода, кВт.........................250

Максимальные размеры прокатываемых профилей, мм:
длина........................................... 12000

диаметр окружности, описанной вокруг профиля . .	90

Габариты стана, мм:
длина............................................... 12	600

ширина.......................................... 9800

Масса стана, т...................................... 50

Рабочая клеть стана (рис. 103) представляет собой
станину открытого типа, в которой расположены узлы
рабочих и опорных валков. Узел верхних рабочих валков
содержит кассету, состоящую из двух половин, и два

Рис. 103. Рабочая клеть многовалко*
вого стана для калибровки профи-
лей

рабочих валка, наклоненных
под углом 45°. Эти валки
могут перемещаться в осе-
вом направлении.

Нижний рабочий валок
диаметром 290 мм опирает-
ся шейками на подшипники,
установленные в подушках.
Узел верхнего опорного вал-
ка при прокатке профилей
типа креста состоит из сбор-
ного валка, опирающегося
на роликовые цилиндриче-
ские двухрядные подшипни-
ки, установленные в подуш-
ках. Между подвижным
бандажом, посаженным на
валок по скользящей посад-
ке, и основной частью валка
расположена пружина. Для
восприятия осевых усилий в
подушках установлены ша-
риковые опорные подшипники и осевые нажимные
винты.

Нижний опорный валок диаметром 500 мм опирается
шейками на двухрядные сферические подшипники, смон-
тированные в подушках.

Регулировка и фиксация вертикального зазора меж-
ду рабочими валками производятся осевыми нажимными
винтами, перемещающими подвижной бандаж. Регули-
ровка и фиксация горизонтального зазора производятся
вертикальными нажимными винтами, расположенными
в крышке станины клети, и гидроцилиндрами, рас-
положенными в подушках нижних опорного и рабочего
валков.

Техническая характеристика рабочей клети приведе-
на ниже:

Диаметр валков при прокатке профилей типа креста, мм:
опорных по буртам................................... 590

»	» бочке................................... 450

рабочих..............................................350

Диаметр валков при прокатке профилей типа тавр, мм:
опорного верхнего по	буртам.......................590

то же, по бочке......................................450

опорного нижнего.....................................500

рабочих верхних .................................... 350

рабочего нижнего.....................................290

Диапазон осевой регулировки	рабочих валков, мм . . .	±=5

Максимально допустимое	давление на валки, тс ... .	65

Скорость прокатки, м/с.................................0,15—1,0

Силовые условия прокатки

Аналитическое определение давления металла на
валки при калибровке профилей прокаткой, за исключе-
нием некоторых особенностей, практически аналогично
используемому при плоской прокатке, поэтому остано-
вимся лишь на основных элементах расчета.

Полное давление металла на валки

Р — Рср Рк>	(74)

где рср — среднее рабочее напряжение (удельное уси-
лие), кгс/мм2;

FK—площадь контактной поверхности, мм2,

 Без учета упругой деформации валков

=	(75)
где bOl bY — ширина обрабатываемого профиля соот-
ветственно на входе в валки и выходе из
них, мм; при определении Ь^ и Ь\ принима-
ется сумма горизонтальных проекций по-
лок;

2?к — катающий радиус, мм;

Д/г— среднее значение абсолютных обжатий по
толщине различных полок;

рср= l,15no-ST.c,	(76)

где па,— коэффициент, учитывающий влияние внеш-
него трения.

Значение па, зависит от отношения длины дуги за-
хвата к средней толщине элемента:

при —— >4 — 5 Па' = 1

Лер

где Лн — толщина элемента
/iH == V

h + h
21 hl+ 2 ~h"

A/i A/i

нейтральном сечении;

(77)

/

Лер

з (ЛО-ЬЛ1)

(78)

в

/

При 4>— >2 величину na, определяют согласно
Лер

[164]	по зависимостям па, (2/7/Д/г), где f — коэффициент
трения.

Момент прокатки

Л4ПР = 2Рф/,

(79)

где ф— коэффициент плеча равнодействующей давле-
ния металла на валки.

3.	ТЕРМООБРАБОТКА

Термообработка прессованных полуфабрикатов из
титановых сплавов необходима для снятия остаточных
^внутренних напряжений, повышения и стабилизации
уровня механических свойств. Наиболее распространен-
ный и широко используемый вид термообработки прес-
сованных прутков и профилей — отжиг.

Всё виды прессованных полуфабрикатов, как прави-
ло, отжигают в электропечах без применения защитной
атмосферы. Отжиг профилей постоянного сечения ведут
в свободном состоянии. Для устранения коробления по-
сле термообработки профили подвергают последующей
правке растяжением при температурах не выше темпера-
туры отжига. При термообработке профилей переменно-
го сечения для предотвращения коробления применяют

фиксатора

термофиксирующие устройства (рис. 104), поскольку
правка изделий с большим перепадом сечений по длине
затруднительна.

Для термообработки профилей по режимам с регла-
ментированным медленным охлаждением целесообразно
использовать печи, оборудованные системой принуди-
тельного охлаждения. По данным работы [165], исполь-
Режимы отжига прессованных полуфабрикатов
из отечественных сплавов [25, 26]

Класс сплава	Марка сплава	Режим отжига	Вид отжига
а	ВТ5; ВТ5-1	800-850° С, ОХВ	—
Псевдо-а	ОТ4-0	690-740, ОХВ	—
	ОТ4-1; ОТ4	740—790, ОХВ	—
	ВТ20	700—850, ОХВ	—
	ВТ18	900—950, ОХВ+550—  —650, 2—8 ч, ОХВ	Двойной
а+₽	ВТ6	750—900, ОХВ	—
		850, ОХП до 750, 30 мин, ОХВ	Изотермический
		800, ОХП до 500° С, 30 мин, ОХВ	»
	ВТЗ-1	870—920, ОХП до  600—650, 2 ч, ОХВ	Изотермический
		870—920, ОХВ+550—  —600, 2—5 ч, ОХВ	Двойной
	ВТ8	920—950, ОХП, до  570-600° С, 1 ч, ОХВ	Изотермический
		920—950, ОХВ+570—  —600, 1 ч, ОХВ	Двойной
	ВТ9	950—980, ОХП до 530—580,2-12 ч, ОХВ	Изотермический
		950—980, ОХВ+530—  -580, 2-12 ч, ОХВ	Двойной
Псевдо-Р	ВТ22	670—820, ОХП со ско- ростью 2—4 град/мин до 450, ОХВ	—
		700—800, ОХВ+500—  —650, 1—4 ч, ОХВ	Двойной
		820—850, ОХП до 750 ±20, ОХВ+500—  —650, 2—5 ч, ОХВ  (166]	»
Р	ВТ15	790—810, ОХВ	—
Примечания. 1. ОХВ — охлаждение на воздухе; ОХП — охлаждение с печью.  2. При изотермическом отжиге после выдержки при заданной температуре допускается перенос полуфабрикатов в другую печь, нагретую до температуры изотермического режима.			
Режимы термообработки полуфабрикатов из зарубежных сплавов
[33]

Класс сплава	Марка сплава	Температура, °C	
		отжига, ОХВ	упрочняющей термообработки
а	Ti—5А1—2,5Sn	705-870	—
Псевдо-а	Ti—8А1—IMo-lV	760—788	—
	Ti—11	705	—
а+₽	Ti—6A1—4 V	704—760	889—968, вода  488—566, ОХВ
	Ti—6A1—6V—2Sn	705—815	843—899, вода  468—621*, ОХВ
	Ti—6A1—2Sn—4Zr— —2Mo	705-843	829—913, вода  593—677, ОХВ
	Ti—6A1—2Sn—4Zr—  —6Mo	593—705	843—927, вода  593, ОХВ
	Ti—6A1— 2Sn—2Zr—  —2Mo—2Cr	788	927—949, вода  538—593, ОХВ
	Ti—7A1—4Mo	744-802	913—968, вода  510—649, ОХВ
	Ti—4A1—ЗМо—IV	649-760	889—968, вода  482-525, ОХВ
₽	Ti—3A1—13V—1 ICr	760—815	760—815, вода 440—538, ОХВ

* Допускается перестаривание при 593—649° С.

зование охлаждающей системы из шести клапанов,
вмонтированных в свод многозонной печи с размерами
рабочей зоны 0,8X8 м, при отжиге крупногабаритных
профилей массой до 1,5 т позволило увеличить среднюю
скорость охлаждения садки в интервале 750—450& С при-
близительно в два раза. При этом общая продолжитель-
ность цикла термообработки сократилась в 1,3—1,5 раза
при обеспечении достаточно равномерного остывания
металла в объеме садки. Величина отклонения от сред-
ней скорости охлаждения в пределах садки не превы-
шала 0,1 град/мин.
Отжиг прессованных полуфабрикатов производят по
режимам, приведенным в табл 38, 39.

Температура нагрева для всех титановых сплавов
соответствует а (а+р)-области и на 50—300° С ниже тем-

пературы перехода а+р^р (см. с. 13). Время выдерж-
ки при заданной температуре нагрева устанавливают в
зависимости от сечения профиля в пределах 20—60 мин.

Рис. 105. Зависимость механических
свойств тонкостенных профилей из
сплавов OT4-1 и ВТ5-1 от темпера-
туры отжига (т=30 мин):

1 — нагрев в воздушной атмосфере;
2 — нагрев в вакууме

20 600	700	800 t, °C

Рис. 106. Зависимость меха-
нических свойств тонкостен-
ных прессованных профилей
сплава ОТ4, полученных по
различной технологии, от
режимов отжига в воздуш-
ной атмосфере:

/ — исходный профиль; 2 —
профиль, калиброванный
волочением; 3 — профиль,
калиброванный методом
ППН; а — исходное состоя-
ние; б — отжиг при 670° С,
30 мин, воздух; в — отжиг
при 750° С, 30 мин, воздух

Основным видом термообработки профилей из а- и
псевдо-а-сплавов является одноступенчатый отжиг с
охлаждением на воздухе. После отжига наблюдается
небольшое повышение показателей пластичности по срав-
нению с горячепрессованным состоянием (рис. 105, 106),
что объясняется более полным прохождением процессов
рекристаллизации. Для тонкостенных профилей из спла-
вов ОТ4-1 и ОТ4 установлено заметное (на 3—7 кгс/мм2)
снижение прочностных характеристик после отжига при
температурах выше 600—650° С, не характерное для
массивных изделий из этих сплавов и отсутствующее
после термообработки профилей из а-сплава ВТ5.

Прессованные полуфабрикаты из двухфазных сплавов
подвергают одноступенчатому, изотермическому, или
двойному, отжигу (табл. 38, 39).

Одноступенчатый отжиг с охлаждением на воздухе ис-
пользуют при термообработке профилей из конструк-
ционных сплавов для снятия внутренних напряжений и
получения более однородного уровня свойств.

Изотермический режим нашел наибольшее применение
при отжиге прессованных изделий из жаропрочного
сплава ВТЗ-1 для получения предела прочности более
100 кгс/мм2.

Одноступенчатый и изотермический отжиги приводят
к снижению предела прочности профилей на 2—
10 кгс/мм2, повышению и стабилизации показателей
пластичности по сравнению с горячепрессованным со-
стоянием (табл.40).

Кроме того, изотермический режим улучшает терми-
ческую стабильность прессизделий из сплава ВТЗ-1 при
рабочих температурах [167]. Прутки и профили из жа-
ропрочных сплавов ВТ8 и ВТ9 подвергают термообра-
ботке путем двойного отжига, что обеспечивает гаран-
тируемый предел прочности более 105 кгс/мм2 для ос-
новной номенклатуры полуфабрикатов. При этом уро-
вень механических свойств профилей после двойного от-
жига в меньшей степени отличается от значений, харак-
терных для деформированного состояния, чем при их
термообработке по изотермическому режиму.

Общая тенденция для всех двухфазных сплавов —
увеличение показателей прочности профилей (на 5—
10%) после двойного отжига по сравнению с изотерми-
ческой термообработкой, что хорошо иллюстрируется
данными табл. 39 для профилей сплава ВТЗ-1. Повышен-
ная прочность профилей из двухфазных сплавов после
двойного отжига обусловлена тем, что при втором от-
жиге протекает старение метастабильной p-фазы, обра-
зующейся на первой ступени термообработки. Изменение
режимов двойного отжига в пределах, указанных в
табл. 39, мало влияет на свойства полуфабрикатов из
а+р-сплавов. В соответствии с результатами испытаний
двойной отжиг профилей с толщиной полки 10—40 мм
из сплава ВТЗ-1 может обеспечить предел прочности брг
ТАБЛ

Влияние режимов отжига на механические

Режим термообработки	ав, кгс/мм*			°0,2* кгс/мм‘		
	1	2	3	1	2	3
Горячепрессованное состоя- ние	109,5	112,2	121,4	107,4	109,9	109,9
870° С, 1 ч, ОХПдо 650° С, 2 ч, ОХВ	98,8	107,9	112,9	96,2	101,0	107,8
870°С, 1 ч, ОХВ4-550°С, 5 ч, ОХВ	111,7	112,7	132,0	101,7	106,1	121,5
870° С, 1 ч, ОХВ + 600° С, 5 ч, ОХВ	108,8	112,5	—	100,7	107,4	—
920° С, 1 ч, ОХВ+ 550° С, 5 ч, ОХВ	110,4	120,4	131,1	102,9	111,6	120,2
920°С. 1 ч, ОХВ 4-600°С, 5 ч, ОХВ	110,4	117,4	—	103,9	111,2	—

Примечание. 1—3 — номера плавок.

лее ПО кгс/мм2 при сохранении достаточно высоких по-
казателей пластичности. Следует отметить, однако, что
пластические характеристики прессизделий из двухфаз-
ных сплавов, отожженных изотермически, в меньшей
степени чувствительны к колебаниям химического соста-
ва, чем после двойного отжига (см. табл. 40).

В частности, разница в значениях поперечного суже-*
ния профилей сплава ВТЗ-1, изготовленных из слитков
с содержанием алюминия вблизи нижнего и верхнего

допускаемого пределов, после изотермического отжига
сравнительно невелика (49,8 и 37,3%). После двойного

отжига разница в значениях достигает 2—2,5 раза.

Ниже приведен химический состав исследованных
плавок сплава ВТЗ-1, %:

Номер плавки

1

2

3

А1	Мо	Сг	Fe	Si
5,35	2,3	1,7	0,44	0,22
5,8	2,6	1,9	0,47	0,24
6,6	2,7	2,2	0,6	0,3

Особенно тщательно выбирать режимы термообра-
ботки следует для профилей из псевдо-р-сплавов типа
ВТ22, рассчитанных на предел прочности более
1ЩЛ 40

свойства массивных профилей сплава ВТЗ-1

б, %				Ф, %			ан, кгс-м/см*		
	1	2.	3	1 1	1 2 1	1 3	1	2	3
	13,8	14,9	12,5	40,9	35,4	27,2	6,3	5,4	4,6
	16,9	16,8	17,8	49,8	37,5	37,3	6,7	5,4	3,9
	15,0	16,3	8,9	38,6	36,8	14,4	5,7	4,4	2,8
	16,5	17,7	—	37,9	36,2	—	5,5	4,1	—
	15,8	12,6	Ю,1	38,6	28,4	19,8	5,9	3,9	2,5
	16,5	12,6	—	38,4	30,4	—	5,7	4,1	—

ПО кгс/мм2. Повышение температуры и увеличение про-
должительности выдержки при нагреве в а 4-0-области
сопровождается укрупнением пластин первичной a-фазы и
возрастанием количества 0-фазы (рис. 107), что приво-
дит к заметному снижению прочностных характеристик
при одновременном росте показателей пластичности
(рис. 108). В диапазоне температур 670—820° С (см.
табл. 38) разница в значениях предела прочности про-
филей может достигать 15—20 кгс/мм2, а в показателях
поперечного сужения 20—25%.

Псевдо-0-сплавы типа ВТ22 в большой степени, чем
а 4-0-сплавы, чувствительны к скорости охлаждения при
отжиге. При температурах выше 700° С с уменьшением
средней скорости охлаждения (до 450° С) с
~85 град/мин (воздух) до 0,3 град/мин (печь) происхо-
дит более полное выделение частиц a-фазы из 0-раствора,
которое, как правило, способствует образованию перепле-
тенного каркаса из а-пластин (рис. ПО). В результате
значительно повышаются показатели прочности, но сни-
жаются значения пластичности и ударной вязкости
(рис. 109).

Специфическая особенность сплава ВТ22 заключается
В необходимости корректировки температуры отжига
изделия из этого сплава в зависимости от колебаний
химического состава. Например, одинаковый предел проч-
ности профилей сплава ВТ22, изготовленных из слит-
ков с содержанием алюминия 5,4; 5,7 и 6,2%., достига-
ется после отжига с температур 750; 780 и 820° С (ох-

Рис. 107. Зависимость структуры
массивных профилей сплава BT22
от температуры отжига, Х9000:

а — горячепрессованное состояние;
б — 600° С, охлаждение в печи до
450° С, воздух; в —750° С, охлажде-
ние в печи до 450° С, воздух

лаждение с печью). Для повышения однородности и
стабильности свойств профилей в отожженном состоя-
нии рекомендуется ступенчатый режим двойного отжига,
состоящий из медленного охлаждения и изотермической
выдержки в верхнем диапазоне температур двухфазной
области с повторным нагревом до температур 500—650° С
(табл. 38). Следует отметить, что независимо от вариан-
та термообработки высокая чувствительность механиче-
ских свойств псевдо-р-сплавов типа ВТ22 к химическому
составу и режимам отжига требует значительно более
жесткой регламентации параметров термообработки
профилей по сравнению с двухфазными сплавами.

Нагрев тонкостенных профилей в вакууме во избежа-

ние окисления не дает существенных преимуществ по

сравнению с более про-
стым и производительным
отжигом в воздушной ат-
мосфере.

Рис. 108. Зависимость свойств профи- Рис. 109. Зависимость свойств мас-
лей сплава BT22 (охлаждение с печью	сивных профилей сплава BT22 от

до 450° С) от температуры отжига	скорости охлаждения иохл с 780

(т=*1 ч) (а) и времени выдержки Т при	по 450° С

750°С (б):	А

/ — массивный профиль; 2 — тонкостен-
ный профиль

Это объясняется тем, что газонасыщенный слой глу-
биной до 100 мкм (см. гл. V), образующийся на поверх-
ности тонкостенных профилей после прессования, тормо-
зит окисление металла при последующей сравнительно
кратковременной термообработке по принятым режимам
(т=20 мин). По данным измерений микротвердости тол-
щина газонасыщенного слоя после отжига профилей из
сплавов ОТ4-1, ВТ5, ВТ22 при температурах, приведен-
ных в табл. 38, практически не увеличивается. Механи-
ческие свойства профилей, отожженных на воздухе и в
вакууме при одинаковых режимах, отличаются незначи-
тельно (см. рис. 105, табл. 41).
ТАБЛИЦА 41

Механические свойства тонкостенных профилей
из титановых сплавов, отожженных на воздухе и в вакууме
(т=20 мин)

Марка сплава	Режим отжига	Нагрева- тельная среда	ав- кгс/мм’	«. %
ВТ20	780° С, 30 мин, ОХВ	Воздух	99,6—104,1	6—9,5
	То же, охлаждение в ва- кууме	Вакуум	101,5-104,1	8—11,8
ВТЗ-1	870° С, ОХП до 650° С,	Воздух	103—107	7—9
	2 ч, ОХВ		112—117*	12-18
	То же, охлаждение в ва- кууме	Вакуум	102,0—105,5 110—112*	10—11  18-19,5

* Испытания проведены после удаления газонасыщенного слоя глубиной
0,1 мм.

Рис. ПО. Зависимость структуры
массивных профилей от скорости
охлаждения с 780 до 450° С. X14000:

а —иохл —85 гр а д/м ии;	б —

^охл”1’4 град/мин; в — иохл в
-0,3 град/мин
Исключение составляют специальные режимы термо-
обработки в вакууме, направленные на устранение газо-
насыщенного слоя в процессе отжига вследствие диффу-
зии кислорода с поверхности в глубь металла. На профи-
лях сплава ВТ20 заметное уменьшение толщины газона-
сыщенного слоя вплоть до полного его удаления

Рис. 111. Изменение положения максимума рентгеновской линии (114)
a-фазы (а) и микротвердости (б) по сечению тонкостенных профилей спла-
ва BT20 в зависимости от режима термообработки:

/ — горячепрессованное состояние; 2 — отжиг при 750° С, 4 ч; 3 — отжиг
при 850° С, 4 ч; 4 — отжиг при 950° С, 4 ч. L — расстояние от поверхности

(рис. 111) наблюдали после длительного (т>4 ч) ваку-
умного отжига вблизи температуры перехода а+ 0^0.
Однако при этом наблюдаются изменения внутризерен-
ной структуры и свойств профилей, величина которых
зависит от состава сплава и скорости охлаждения садки
в печи. Это необходимо учитывать при использовании
указанной термообработки.

Упрочняющая термообработка рекомендуется для по-
вышения прочностных свойств прессованных полуфабри-
катов из а+0- и р-сплавов на 15—25% по сравнению с
отожженным состоянием.

Профили под закалку целесообразно нагревать в
вертикальных электропечах с последующей правкой
растяжением для устранения коробления при температу-
рах ниже температуры закалки. В работе [23] отмеча-
ется перспективность низкотемпературной правки зака-
ленных прессизделий в состоянии ползучести. Время
выдержки при температуре закалки зависит от сечения
профилей и может колебаться в пределах 5—60 мин. Ис-
следования, проведенные на типичном а + 0-сплаве
ТАБЛИЦА 42

Влияние способа нагрева перед закалкой на механические свойства
тонкостенных профилей сплава ВТЗ-1 в термоупрочненном состоянии

Режим термообработки	Способ нагрева под закалку	ав, кгс/мм*	б. %
850° С, ОХВ4-	В электропечи	119—122	6-10
+ 500° С, 6 ч, ОХВ	Ускоренный (у=25° С/с)	122,5—128,9	5,6—10,4
900° С, ОХВ +	В электропечи	121,6-130,6	3,3—9,7
4-500°С, 6 ч, ОХВ	Ускоренный (и=25° С/с)	123,6-124,6	5,4—10,9

Примечание. Испытания проведены после удаления газонасыщенного
слоя глубиной 0,1 мм.

ВТЗ-1, показали, что для тонкостенных профилей может
быть использован ускоренный нагрев перед закалкой,
совмещенный с правкой растяжением, без дополнитель-
ной выдержки при температуре закалки. При одинако-
вых режимах упрочняющей термообработки уровень
свойств профилей, нагретых перед закалкой электрокон-
тактным способом со скоростью 10—100° С/с и в элект-
ропечи, практически не отличается (табл. 42).

Наиболее распространенные режимы упрочняющей
термообработки отечественных сплавов приведены ниже:

Марка сплава .... Температура, °C:	ВТ6	ВТ14	ВТЗ-1  840—900
закалки ....	850—930	800—910	
старения ....	450—600	480—580	500—620
Продолжительность ста- рения, ч		2—6	4—16	1—6
			Продолжение
Марка сплава .... Температура, °C:	ВТ8, ВТ9	• ВТ22  720—780	ВТ15
закалки ....	920—940		740—820
старения ....	500-600	480—600	480-500 и 550—570
Продолжительность ста-		4-10	
рения, ч		1—6		15—25 и
			0,25

Необходимо отметить, что при высоких скоростях ох-
лаждения (вода, масло) изменение температурных режи-
мов закалки и старения в пределах указанных интерва-
лов может существенно влиять на свойства профилей
(рис. 112). На практике целесообразно корректировать

температуру закалки и старения в зависимости от тем-

пературы полиморфного превращения сплава конкретно-

го состава и заданного уровня свойств профилей.

Наряду с температурными ре-
жимами закалки и старения по-
лучение оптимального комплекса
механических свойств профилей
из а+р- и псевдо-р-сплавов в тер-
моупрочненном состоянии зави-
сит от выбора охлаждающей сре-
ды. В частности, закалку тонко-
стенных профилей из высокопроч-
ных титановых сплавов типа
ВТЗ-1, ВТ22, ВТ9, ВТ8 следует
производить на воздухе в связи с
реализацией в этом случае доста-
точно высоких скоростей охлаж-
дения, соответствующих рекомен-
дуемым в работе [104] для а+р-
сплавов (~20—30°С/с) в интер-
вале 900—600° С и достаточных
для фиксации метастабильной
р-фазы в псевдо-р-сплавах.

Аналогично другим видам по-

- Температура старения, °C

Рис. 112. Зависимость
свойств массивных профилей
сплава ВТЗ-1 от температу-
ры закалки с 860 (/) и
900° С (2) и старения

луфабрикатов абсолютный уро-
вень свойств, достигаемый в прес-
сованных изделиях, особенно из
а+р- и псевдо-р-сплавов после

термообработки, в значительной

степени зависит от исходной структуры, формирование
которой определяется условиями деформации (см. гл.У).

4.	ОЧИСТКА ПОВЕРХНОСТИ

Последней операцией в технологическом цикле произ-
водства прессованных полуфабрикатов из титановых
сплавов является очистка поверхности. Эта операция
необходима для надежного контроля чистоты поверхно-
сти и придания продукции товарного вида.

После разрезки в меру и клеймения поверхность под-
вергают травлению. С обоих концов полых профилей
14-25	213
перед травлением производят аргоно-дуговую заварку
канала для предотвращения затекания внутрь профиля
расплава щелочи и кислотного раствора.

Травление всех титановых полуфабрикатов ведут в
щелочном расплаве. Состав ванны: 65—80% едкого нат-
ра, 32—20% натриевой селитры.

Температура расплава 430—450° С, а предельно до-
пустимая 470° С. Время выдержки 30—45 мин.

Профили перед погружением в ванну укладывают в
корзины из нержавеющей стали (марок Х18Н10Т,
Х18Н9Т), между рядами профилей устанавливают про-
кладки из титановых полос.

Профили с законцовкой укладывают в ряд таким об-
разом, чтобы более тяжелые законцовочные части двух
лежащих рядом профилей находились в противополож-
ных сторонах корзины. После травления садку профилей
выдерживают над ванной в течение 2—3 мин для сте-
кания расплава, а затем промывают в ванне с горячей
водой (60—80° С) в течение 3—5 мин. Воду в ванне по-
стоянно меняют, причем полная смена ее происходит за
2,5—3,0 ч.

После горячей промывки профили промывают в ван-
нах с проточной холодной водой. Полная смена воды в
этой ванне осуществляется за 1 ч. В отдельных случаях
после холодной промывки в ванне профили дополнитель-
но промывают холодной водой, подаваемой из шланга
под давлением 2—3 ат. Чаще всего это необходимо для
тонкостенных и петлевых профилей.

После холодной промывки корзины с титановыми
профилями тельфером подают в кислотную ванну сле-
дующего химического состава: 20—35% соляной кислоты,
2% плавиковой кислоты, остальное — вода. Температу-
ра этого раствора 80—90° С, время нахождения садки в
растворе 20—40 мин (в зависимости от степени выра-
ботки ванны). Затем промывают изделия в ванне с про-
точной холодной водой и дополнительно — из шланга.

После этого профили промывают в ваннах с проточ-
ной горячей водой (80—90° С) путем попеременного
подъема и опускания садки 5—7 раз.

Характеристика типового травильного отделения для
очистки (травления) титановых полуфабрикатов приве-
дена в табл. 43.

Сушку профилей ведут путем продувки их горячим
воздухом до полного удаления влаги. В ваннах длн рр-
Характеристика оборудования травильного отделения
для очистки полуфабрикатов

Оборудование	Материал ванны	Габариты оборудования, мм	Рабочий объем обору- дования, мм3
Ванна для расплава щелочи и селитры (1 шт.)	Листовая низкоугле- родистая сталь	1030X1800X Х5020	7000
Ванна для горячей воды (1 шт.)	СтЗ	1030X1800X Х5020	8000
Ванна для кислотно- го раствора (2 шт.)	Железо, выложенное внутри кислотостой- ким кирпичом или графитопластом	1030X1080+ Х5020	7000
Ванна для горячей воды (1 шт.)	СтЗ	1030Х1080Х Х5020	8000
Сушилка (1 шт.)	СтЗ	—	—
Ванна для холодной воды (1 шт.)	СтЗ	—	800

рячей и холодной воды и для кислотного раствора со-
держимое перемешивают сжатым воздухом. На ваннах
применяют бортовую вентиляцию.

Глава V

СТРУКТУРА И МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА
ПОЛУФАБРИКАТОВ

Формирование структуры при прессовании определя-
ется комплексом факторов, основными из которых явля-
ются состав сплава, условия предварительной деформа-
ции, режимы прессования, форма прессового инструмента,
размеры и конфигурация изделий, смазка. Как пра-
вило, технология производства прессованных изделий из
титановых сплавов основана на двойной деформации.
Для получения промежуточной заготовки наряду с ков-
кой й Прокаткой используют прессование йз слитка.
Следует отметить также, что освоение нового процесса
гарниссажной плавки, обеспечивающего производство
широкого сортамента гомогенных слитков с достаточно
однородной структурой, делает перспективным в отдель-
ных случаях прямое прессование готовых полуфабрика-
тов.

1.	ПРЕССОВАННЫЕ ЗАГОТОВКИ

Высокотемпературная деформация слитков, требуе-
мая для получения промежуточных заготовок, незави-
симо от состава сплава приводит к образованию доста-
точно однородной по длине и сечению прутков крупно-
зернистой пластинчатой структуры (рис. 113, а, в) с вели-
чиной зерна не менее 250—350 мкм.

При прессовании слитков ограниченного размера с
небольшими вытяжками (ц^б) и правильно подобран-
ными смазками существенное измельчение структуры за-
готовок из а- и а + 0-сплавов вплоть до полного подав-
ления процессов рекристаллизации возможно при
снижении температуры нагрева перед деформацией бо-
лее чем на 100—150° С ниже температуры перехода
а+ 0^0. Особенностью структуры, образующейся в
прутках, является ярко выраженная направленность во-
локон или мелких a-зерен в пределах исходных 0-зерен.
Подобная структура после вторичной деформации на-
блюдается сравнительно редко, когда прессование осу-
ществляется полностью в a(a-f-0)-области с очень ма-
лыми вытяжками (до 3—4).

Нагрев слитков до более высоких температур двух-
фазной области приводит к появлению структурной не-
однородности по сечению заготовок, характер которой
определяется параметрами прессования и составом спла-
ва (рис. 113,6, г—е). Как правило, центральные объемы
прутков имеют наиболее рекристаллизованную равноос-
ную структуру с пластинчатым или смешанным внутри-
зеренным строением (рис. 113,г). Ее образование выз-
вано превышением в этой зоне температуры превраще-
ния а+ 0^0 вследствие развивающегося теплового эф-
фекта. Пониженная температура поверхностных слоев
слитка, находящихся в контакте с холодными стенками
контейнера, способствует получению наиболее тонкой из-
мельченной структуры в периферийных объемах загото-
вок (рис. 113, е). В промежуточной зоне образуется
Рис. 113. Структура заготовок диаметром ПО мм из сплава ВТЗ-1, отпрессо-
ванных из слитков при различных температурах нагрева:

«—1150* С. XI; б-850е С. XI; в -1150° С. Х300; г -850° С. Х300, зона /;
о — то же. Х300, зона 2; е — то же, Х300, зона 3
переходная структура. В некоторых случаях она состоит
из крупных зерен, не рекристаллизованных в 0-области
(рис. 113, д).

Низкотемпературное прессование слитков из псевдо-
0- и 0-сплавов практически неосуществимо в связи с
высоким сопротивлением деформации этих сплавов при
температурах ниже температуры перехода а + 0^0
(900—750° С).

Температура нагрева слитков, °C

Рис. 114. Зависимость механических свойств прессованных заго-
товок из спл авов BT1-1 (а) и ВТЗ-1 (б) от температуры нагрева
слитков |1=6,0:

/ — продольное направление; 2 — поперечное направление

В соответствии с общими закономерностями (см.
гл. I, п. 3) механические свойства заготовок из а- (псев-
до-а)-сплавов слабо зависят от температурных режимов
прессования (рис. 114,а).

Для двухфазных сплавов характерно отсутствие су-
щественных различий в прочностных свойствах и экстре-
мальная зависимость показателей пластичности от тем-
пературы нагрева слитков перед деформацией
(рис. 114, б). Максимум пластичности наблюдали при
температуре нагрева в а + 0-области, приводящей к по-
лучению в прутках смешанной структуры (ВТЗ-1). Ана-
логичное влияние структуры на пластические свойства
двухфазных сплавов наблюдается и при вторичном прес-
совании. Независимо от температуры деформации сте-
пень анизотропии свойств заготовок сравнительно высо-
кая (см. рис. 114).

Несмотря на значительное повышение пластичности
прутков из а+0-сплавов, достигаемое при определенных
режимах низкотемпературной деформации слитков, этот
процесс в промышленных условиях трудно осуществим
и может представить интерес в основном при прямом
прессовании из слитка готовых полуфабрикатов. В ус-
ловиях двойной деформации влияние исходной структуры
на качество прессизделий наблюдается при малых вы-
тяжках. Оно незначительно при прессовании полуфаб-
рикатов с вытяжками, обычно принятыми в производст-
ве (>10).

2.	ПРУТКИ И ПРОФИЛИ ПОСТОЯННОГО СЕЧЕНИЯ
С ПРИПУСКАМИ НА МЕХАНИЧЕСКУЮ ОБРАБОТКУ

Рассмотрим кратко особенности формирования струк-

туры при вторичном прессовании титановых сплавов

различного фазового состава в зависимости от основных

параметров деформа-
ции и формы сечения
изделия применитель-
но к наиболее распро-
страненной технологии
их изготовления (см.
гл. II).

Технический титан
и а-сплавы. Независи-
мо от степени и скоро-
сти деформации прес-
сование с нагревом в
0-области сопровожда-
ется интенсивной ре-
кристаллизацией, при-
водящей к получению
крупнозернистой струк-
туры с пластинчатым
внутренним строением
вследствие фазо-
вой перекристаллиза-
ции при охлаждении
(рис. 115). По мере
снижения темпера-

ТАБЛИЦА 44
Интенсивность I и угол рассеяния о
текстурного максимума в прутках
из технического титана

/, имп/с

о, град

780

900

1000

4,7	1400	440
14,7	1530	270
21,2	3200	330
4,7	540	770
14,7	420	2230
21,2	400	2200
59,5	600	2640
4,7	560	1040
14,7	450	1440
21,2	500	2130
59,5	570	4170

12

6

6

6

9

8

6,5
6

Примечание. Прочерки означают
отсутствие на кривых четко выраженного
максимума.
туры в пределах 0-области с увеличением вытяжки наб-
людается некоторое измельчение структуры (рис. 115,а—
г). Влияние скорости деформации в изученном диапазо-
не (5—40 с-1) на структуру незначительно. Высокая ско-
рость рекристаллизации 0-фазы не позволяет зафикси-
ровать нерекристаллизованную структуру даже при ох-
лаждении прутков в воде [168]. При исследовании

Рис. 115. Зависимость структуры прутков из сплава BT1 от величины вытяжки
ц и температуры нагрева заготовок. Х150:

а— 1000° С; Ц“4,7; б — то же, ц-59,9; в —900° С, ц«4,7; г —то же, ц-59,9;
д — 750° С, |л=4,7; е — то же, ц,=59,9

'л?.' < • ‘

'*. * л -	’


текстуры прессованных прутков из технического титана
рентгеновским методом [169] установлено, что дефор-
мация в p-области приводит к появлению многокомпо-
нентной текстуры рекристаллизации с основной компо-
нентой <0001 >, усиливающейся с повышением темпе-
ратуры нагрева и увеличением вытяжки (табл. 44), но
мало изменяющейся при отжиге выше температуры пе-
рехода а+р^р.

Формирование компоненты <0001 > можно объяс-
нить трансформацией текстуры <110> p-фазы в тек-
стуру <0001 > a-фазы при р->а-превращении в соответ-
ствии с ориентационным соотношением Бюргерса [170].
Аналогичный тип текстуры установлен авторами работы
[42] при исследовании прессованных прутков из сплава

Нагрев заготовок перед прессованием в (а+р)-обла-
сти вблизи температуры перехода а+р^р сопровожда-
ется образованием наиболее неравномерной структуры по
длине и сечению прутков, измельчающейся от центра к
периферии и по мере приближения к утяжинному концу.
При этом в зависимости от параметров деформации и
состава сплава структура в пределах одного прутка мо-
жет изменяться от пластинчатой до равноосной с ши-
рокой гаммой переходных смешанных структур.

Снижение температуры нагрева заготовок более чем
на 50—150° С ниже	позволяет при определен-

ных вытяжках и скоростях прессования деформировать
металл полностью в a-области, несмотря на значительное
тепловыделение в очаге деформации (см. гл. I, п. 4).
Для технического титана этот процесс осуществим в
широком диапазоне температур, степеней и скоростей
деформации; для а-сплавов — в ограниченном интервале
этих параметров вследствие их более высокого сопротив-
ления деформации и большей величины прироста темпе-
ратуры при прессовании в a-области. Структура, обра-
зующаяся в прутках, частично рекристаллизована с
размерами равноосных a-зерен до 40 мкм (рис. 115,д, е).
Снижение температуры нагрева в a-области и увеличе-
ние вытяжки при прессовании технического титана со-
провождается измельчением структуры и торможением
рекристаллизации, однако получить полностью перекри-
сталлизованную структуру не удается даже при очень
низких температурах нагрева заготовок (340° С) и ох-
лаждении прутков в воду. При деформации технического
титана в a-области в отличие от прессования в p-обла-
сти текстура представлена слабой_ компонентой
<0001 > и основной компонентой <1010>, интенсив-

ность которой возрастает с увеличением вытяжки (см.
табл. 44).

В соответствии с работой [169] определяющую роль
в текстурообразовании при прессовании в a-области иг-

I, arm/с
3600

3000

2600

2200

1800

1600

1000

600

50С

рают процессы дефор-
мации, а не рекристал-
лизации, на что допол-
нительно указывает
значительное ослабле-
ние основной компо-
ненты текстуры в про-
цессе рекристаллиза-
ционного отжига при
температурах a-обла-
сти (рис. П6).

Вследствие малой
чувствительности ме-
ханических свойств а-

306

200

100

0 ю 20 30 р, град о ю го зор,град

Рис. 116. Зависимость интенсивности распределения рентгенов-
ского отражения от продолжительности отжига т сплава ВТ!
при 780° С (температура нагрева перед прессованием 780° С;

U=2i,2):

а — бт плоскости { ю7о) ; б — от плоскости {.0002} . 1 — горя-
чепрессованное состояние; 2 — Т=1 ч; 3 — т=10 ч

сплавов к структуре (см. гл. I, п.5) показатели проч-
ности и пластичности прутков в горячепрессованном и
отожженном состояниях слабо зависят от параметров
деформации и имеют высокий абсолютный уровень при
всех режимах прессования (рис. 117,а). Ударная вяз-
кость прутков из a-сплавов возрастает при переходе от
деформации в а- к прессованию в р-области [28, с. 1755],
в отличие от большинства двухфазных сплавов, для кото-
рых наблюдается обратная зависимость (рис. 117,6).
Ниже показано влияние температуры нагрева заго-
товок на механические свойства прессованных прутков
сплава ВТ5-1 (вытяжка 8,3; отжиг по режиму: 800° С,
1 ч, ОХВ):

'наг °с	ав, кгс/мм2	б, %	М), %
850*	88,1	14,6	39,8
900*	89,5	13,5	37,0
1000**	87,5	13,1	36,6

* Равноосная структура.

** Пластинчатая структура.

Следовательно, механические свойства не являются
решающим фактором при построении технологического

0	12	3 In/1	о 1	2 з Injtt

Рис. 117. Зависимость механических свойств прутков из сплава
ВТ1 (а) и из сплава ВТ8 (б) в горячепрессованном состоянии
от температуры нагрева заготовок t и вытяжки:

/ — /=750° С; 2— /=1000° С; 3 —f=900°C; 4-/=1100°С

процесса изготовления полуфабрикатов из а-сплавов,
прессование которых можно вести в широком диапазоне
температур, степеней и скоростей деформации.

Псевдо-а- и а-\-$-сплавы. Формирование структуры
прутков из сплавов этих классов в зависимости от пара-
метров прессования подчиняется единой закономерно-
сти. Его можно описать с помощью типичной структур-
ной диаграммы (рис. 118), построенной для прутков из
высокопрочного сплава ВТ8 на основе классификации
структуры по степени рекристаллизации [93]. Скорость
118. Зависимость структуры прутков из сплава ВТ8 от температуры нагрева t и вытяжки |Л
прессования в установившейся стадии процесса состав-
ляла 80—120 мм/с. Точкой на диаграмме обозначена
структура, образующаяся в центральных объемах по
длине и сечению прутков в условиях деформации, указан-
ных соответствующими координатами. Волокнистая
структура с различной степенью рекристаллизации в
а+р-области (на диаграмме область /) отвечает сочета-
нию параметров, при котором происходит деформация
металла в очаге при температурах ниже температуры пе-
рехода а+р^р (рис. 118, тип /, 2). Смешанная частич-
но рекристаллизованная структура, состоящая из уча-
стков пластинчатого строения и мелкодисперсной смеси
а- и p-фаз, получается в том случае, если температура
очага деформации соответствует или близка температу-
ре превращения а+р^р (рис. 118,//, тип 3). Рекристал-
лизованная пластинчатая структура с различной величи-
ной р-зерна (50—100 мкм, область III и 101—200 мкм,
область IV) образуется при температуре металла в оча-
ге деформации, соответствующей р-области (рис. 118,
тип 4, 5).

Из диаграммы (рис. 118) и результатов измерений
размеров зерен следует, что степень измельчения струк-
туры с понижением температуры нагрева перед дефор-
мацией определяется вытяжкой. Максимальная степень
измельчения структуры с полным подавлением в некото-
рых сплавах процессов рекристаллизации достигается
низкотемпературным прессованием с небольшими вы-
тяжками (например, для сплавов ВТ8, ВТ9, ВТЗ-1 при
температурах 800—900° С ц«5-?8). При очень малых
вытяжках (<3,0) сохраняется направленность волокон
в пределах исходных p-зерен (рис. 118, тип /). Тепловой
эффект, возрастающий с увеличением вытяжки при на-
греве заготовок в двухфазной области (см. гл. I, п. 4),
уменьшает влияние снижения температуры нагрева при
прессовании с высокими степенями деформации. При
определенных вытяжках температура металла в очаге
начинает превышать температуру.превращения а+р^р,
что приводит к интенсивному росту зерна и огрублению
структуры. При нагреве в р-области решающими факто-
рами в формировании структуры при возрастании вы-
тяжки являются увеличение степени деформации и
уменьшение длительности пребывания металла в темпе-
ратурном интервале рекристаллизации при охлаждении
вследствие уменьшения диаметра прутка. Оба эти фак-
тора вызывают некоторое измельчение исходного 0-зер-
на (со 170 до 140 мкм при 1100° С, сплав ВТ8) и увели-
чение числа колоний а-пластин при охлаждении (рис.
119).

Данная диаграмма имеет общий характер и может
быть распространена на другие двухфазные и псевдо-а-
сплавы титана со сдвигом границ структурных областей
в соответствии с разницей в сопротивлении деформации

Рис. 119. Зависимость структуры прутков из сплава BT8, отпрессованных с
нагревом в 0-области, от вытяжки ц (Х1500):

а —6,6; 6 — 59,9

и температурах превращения а+0=^0 сравниваемых ма-
териалов.

Состав сплава влияет также на степень рекристалли-
зации металла, отпрессованного при эквивалентных тем-
пературах нагрева (/Экв=	Наиболее благоприят-

ен*
ные условия для развития рекристаллизации и роста
зерна в а+0- и 0-областях создаются в псевдо-а-спла-
вах, наименее легированных 0-стабилизаторами.

Скорость деформации оказывает заметное влияние
на структуру только при прессовании в а+0-области с
вытяжками >10. При прессовании в 0-области струк-
тура практически инвариантна скорости деформации.
В первом случае уменьшение скорости деформации со-
провождается понижением температуры прессуемого ме-
талла (см. рис. 21). Это приводит к интенсивному из-
мельчению структуры и образованию мелкозернистой
волокнистой структуры (см. рис. 118, тип 2), равномер-
ной по длине и сечению прутков. В высокопрочных спла-
вах (ВТ8, ВТЗ-1), прессуемых с вытяжками 10.4-33,
появление описанной структуры наблюдали при скоро-
стях деформации 5—13 с-1 (РИст^0,5 м/с). В сплавах
средней прочности с меньшим сопротивлением деформа-
ции при эквивалентных температурах нагрева в а+0-об-
ласти (например, ОТ4) мелкозернистая волокнистая
структура в пределах прутка может образоваться при
несколько больших скоростях (иИст^1 м/с).

Режимы прессования слабо влияют на механические
свойства прутков из псевдо-а-сплавов (аналогично а-
сплавам), в то время как характеристики пластичности
прутков из двухфазных сплавов заметно зависят от па-
раметров деформации. Это положение наглядно иллю-
стрируется графиком, представленным на рис. 117,6.
Максимум на кривых зависимостей 6, ф, ан прутков
сплава ВТ8 от вытяжки при нагреве заготовок в a+0-об-
ласти соответствует смешанной структуре с преоблада-
нием глобулярной a-фазы (см. рис. 118, тип 3). Показа-
тели пластичности прутков с волокнистой структурой
(см. рис. 118, тип 2) близки к максимальным значениям.
Снижение пластических свойств вызывает прессование
прутков с малыми вытяжками, сопровождающееся появ-
лением волокнистой структуры первого типа (см. рис.
118), и с большими вытяжками, приводящими к пластин-
чатой структуре вследствие тепловыделения в очаге де-
формации. Наиболее низкие значения пластичности со-
ответствуют крупнозернистой пластинчатой структуре,
возникающей при деформации в p-области при ц<54-
,-г 10. При более высоких вытяжках характеристики пла-
стичности прутков после прессования достаточно высо-
кие, несмотря на высокотемпературный нагрев загото-
вок (см. рис. 117,6, табл. 45).

Это явление можно объяснить тем, что прессование,
осуществляемое с большими степенями деформации
(е^90%), сопровождается образованием значительного
количества колоний а-пластин, препятствующих разви-
тию трещины (см. рис. 119) и благоприятно влияющих
на пластические свойства двухфазных сплавов. Следует
ТАБЛИЦА 45

Механические свойства прутков сплава ВТ8 в исходном
и отожженном состояниях (р,=14,2)

*наг* °C	Горячепрессованное состояние				Отожженное состояние			
	ств> кгс/мм’	б. %	Ф, %	Пн» кгс м/см*	СТВ’ кгс/см*	в. %	Ф,%	СН’ кгс м/см*
850	117,2	14,6	48,4	5,7	123,5	13,6	41,9	4,3
900	114,7	14,6	41,9	5,7	118,0	14,0	34,5	4,2
1020  1	110,5  ।	11,6	31,6	4,6	112,8	11,4	27,2	3,8

отметить, что зависимость показателей пластичности от
параметров прессования проявляется в тем большей
степени, чем выше чувствительность сплава к p-хруп-
кости.

Для всех двухфазных сплавов характерно незначи-
тельное увеличение прочностных свойств (на 2—7 кгс/
/мм2) в горячепрессованном состоянии при понижении
температуры нагрева, особенно при переходе из р- в
а+р-область, и с возрастанием вытяжки. Это вызвано
измельчением структуры и торможением процесса ре-
кристаллизации.

Характер зависимостей свойств прутков из двухфаз-
ных сплавов от параметров прессования после отжига и
упрочняющей термообработки подобен описанному для
горячепрессованного состояния (см. табл. 45).

Влияние структуры, образующейся при прессовании,
на служебные свойства прутков подчиняется ранее опи-
санным общим закономерностям (см. гл. I, п. 5).

Усложнение формы сечения при переходе от прутка
к профилю не изменяет общего характера структурных
изменений в зависимости от параметров прессования,
описанного для прутков, но заметно влияет на структуру
и свойства изделий с вытянутыми элементами сечения
из псевдо-а и а+р-сплавов. При деформировании пол-
ностью в двухфазной области на макрошлифах таких
профилей видны зоны со структурой, ориентированной
в соответствии с конфигурацией изделия (рис. 120). На-
личие нескольких зон по сечению особенно заметно в
профилях из псевдо-а-сплавов с тонковолокнистой мик-
роструктурой. Как правило, центральные объемы наибо-
лее широкой полки профилей отличаются по травимости
и характеризуются двойной ориентировкой зерен (вдоль
оси и по ширине полки), отсутствующей в прутках (см.
рис. 120,в, г). Неодинаковая травимость по сечению
профилей связана не с получением в зонах разной струк-
туры, а по-видимому, с возникновением различной кри-

Рис. 120. Зависимость структуры прессованных профилей из сплава
ОТ4 от формы сечения (температура нагрева перед прессованием
850° С, ц~6,0):

а — пруток. XI; б — то же. Х300; в — профиль. ХГ, г — то же, X
Х300

сталлографической текстуры в рассматриваемых объе-
мах металла.

Образование волокнистой ориентированной структу-
ры в профилях из псевдо-а-сплавов (ОТЧ, ОТЧ-1) спо-
собствует развитию анизотропии свойств и приводит к
зависимости ударной вязкости от расположения надреза
(рис. 121, [171]). Эта зависимость усиливается с возра-
станием величины условной вытяжки, определяемой по
формуле [172]:

Русл = Vbih,	(80)
где b — ширина полки профиля;

h — толщина полки профиля.

Величина ударной вязкости при расположении надре-
за по толщине полки ниже, чем при надрезе по ширине.
Различие в значениях ударной вязкости значительно
меньше при испытании поперечных образцов. Аналогич-

Рис. 121. Зависимость ударной вязко-
сти профилей из сплава ОТ4 с волок-
нистой микроструктурой (горячепрессо-
ванное состояние) от формы сечения и
расположения надреза:

/ — надрез в плоскости /; 2 — надрез
в плоскости //

ное влияние расположения надреза на ударную вязкость
описано в работе [172] для прессованных профилей из
алюминиевых сплавов. Это явление, по-видимому, ти-
пично для прессизделий с двойной ориентировкой зерен
и может быть связано с влиянием границ зерен, неоди-
наковым при расположении надреза по толщине и шири-
не полки профиля.

ТАБЛИЦА 46

Влияние режима отжига на изменение поперечного сужения
по сечению профилей сплава ОТ4 с формой швеллера

Место вырезки образцов	Поперечное сужение, %		
	в горячепрессо- ванном состоянии	после отжига	
		при 900° С, 30 мин, ОХВ	при 1000° С, 30 мин, ОХВ
Полка (центральная зо- на) 		27,5	29,2	24,5
Стенка 		37,3	38,4	24,0
На некоторых типах профилей с формой швеллера из
псевдо-а- и а+0-сплавов с волокнистой микрострукту-
рой замечено закономерное снижение в 1,2—1,5 раза по-
перечного сужения в центральных объемах наиболее
широкой полки (табл. 46).

Различие в пластичности по сечению и влияние рас-
положения надреза на ударную вязкость не устраняют-
ся отжигом в пределах двухфазной области. Нагрев в
0-области выравнивает свойства, но уровень поперечно-
го сужения понижается вследствие развития 0-хрупко-
сти (см. табл. 46).

Следует отметить, что при отсутствии неравномерно-
го распределения пластических свойств по сечению по-
казатели поперечного сужения профилей двухфазных
сплавов с волокнистой структурой, имеющих вытянутые
элементы с отношением Ь/А>б4-8, также несколько ху-
же, чем прутков.

Ниже приведены механические свойства прутков и
полос из сплава ВТЗ-1, отпрессованных при 850° С с оди-
наковой вытяжкой после изотермического отжига:

Пруток диам. Полоса

30 мм	10X70 мм

ав, кгс/мм2......................... 113,8	116,0

6, %................................. 18,4	16,9

<р, %................................ 51,5	33,0

При деформировании профилей с вытянутыми эле-
ментами сечения в 0-области вблизи температуры пере-
хода а+0^0 с пониженными скоростями возможно
образование пластинчатой структуры с исходными 0-зер-
нами, направленными по ширине наиболее широкой пол-
ки. Это приводит к возникновению анизотропии и усиле-
нию разброса свойств по сечению (рис. 122).

Таким образом, в профилях из псевдо-а- и а+0-спла-
вов, имеющих вытянутые элементы сечения, наиболее
неблагоприятное сочетание механических свойств полу-
чается после низкотемпературного прессования с пони-
женными скоростями деформации (иИст^0,5 м/с). Поэ-
тому прессование профилей из указанных сплавов при
ц = 104-20 рекомендуется вести с нагревом заготовок
вблизи температуры перехода а+0^0 (900—950° С для
большинства сплавов, см. с. 13) при скоростях >0,5 м/с.
Вследствие тепловыделения в очаге деформации в
этом случае, как правило, образуется мелкозернистая
равноосная пластинчатая структура с величиной зерна
г^ЮО мкм. Средний уровень пластических свойств про-
филей близок к наблюдаемому у прутков с однотипной
структурой.

Псевдо-fi-сплавы. Как отмечалось ранее, прессование
этой группы титановых сплавов, имеющих низкую тем-
пературу перехода а+р^р (^900° С) и сравнительно
высокое сопротивление деформации в двухфазной обла-
сти, возможно только в p-области. Результаты изучения

Рис. 122. Зависимость механических свойств профилей из сплава
ВТЗ-1 в горячепрессованном состоянии (температура нагрева перед
деформацией 950° С) от скорости истечения оист:

а — продольное направление; б — поперечное направление

микроструктуры типичного псевдо-р-сплава ВТ22 пока-
зали, что любое изменение параметров прессования и
формы сечения профилей приводит к получению гаммы
однотипных структур, отличающихся размерами и коли-
чественным соотношением перекристаллизованных (по-
лигбнизованных) и рекристаллизованных участков р-рас-
твора [105].

При нагреве заготовок в двухфазной области (800—
850° С) наблюдается образование ярко выраженной
текстуры < 110> p-фазы. Структура состоит преимуще-
ственно из перекристаллизованных областей р-раствора
с большим количеством выделений a-фазы и из рекри-
сталлизованных p-зерен со средним размером 50 мкм,
свободных от распада (рис. 123,в). Особенно заметное
подавление процессов рекристаллизации наблюдается в
изотермических условиях прессования со скоростями до
2 мм/с (рис. 123,а, б). Электронномикроскопическим ис-
следованием обнаружено наличие полигонизованных
субзерен размерами 2—8 мкм в перекристаллизованных
участках структуры, получаемой изотермическим прес-
сованием (рис. 124,а). При неизотермической деформа-
ции процесс полигонизации полностью не завершается
(рис. 124,6).

С повышением температуры до 950—1000° С рекри-
сталлизованные 0-зерна средней величиной 70—90 мкм
становятся преобладающими элементами структуры.
При температурах, превышающих 1050° С, структура
профилей представляет рекристаллизованные 0-зерна с
единичными выделениями a-фазы, в основном по грани-
цам зерен (см. рис. 123,6; 124,в).

Изменение формы и размеров сечения наиболее су-
щественно влияет на структуру в условиях пониженных
температур нагрева заготовок (^900° С). Уменьшение
толщины и увеличение отношения ширины к толщине
полки профиля не влияет на размер рекристаллизован-
ных 0-зерен, но снижает степень распада 0-раствора и
сопровождается образованием полосчатых структур с
ярко выраженной направленностью перекристаллизован-
ных участков 0-фазы по ширине полки, особенно заметь
ной при Ь/А^7-г10 (см. рис. 123, г).

Механические свойства прутков и профилей из псев-
до-0-сплавов типа ВТ22 в горячепрессованном состоянии
зависят от степени развития процессов рекристаллиза-
ции. Любое изменение режимов прессования и парамет-
ров формы сечения, приводящее к подавлению рекри-
сталлизации и усилению распада 0-раствора (например,
снижение температуры нагрева, скорости деформации,
увеличение толщины профиля), вызывает возрастание
прочностных и снижение пластических характеристик
(рис. 125, табл. 47). Минимальная прочность и макси-
мальная пластичность характерны для полностью рекри-
сталлизованной структуры с наименьшим количеством
выделений а-фазы.

Уровень прочности прутков и профилей из псевдо-0-
сплава ВТ22 в термообработанном состоянии слабо за-
висит от параметров деформации (см. рис. 125). Наибо-
лее высокие значения пластичности имеют место при
низкотемпературном прессовании (см. рис. 125), особен-
но в изотермических условиях с пониженными скоростя-
Рис. 123. Типичные структуры прес-
сованных прутков и профилей из
сплава ВТ22:

а — изотермическое прессование при
800° С (пруток диам. 12 мм, ипр =
-2 мм/с). хЮО; б —то же. Х250;

в — неизотермическое прессование.
п пруток диам. 40 мм, температура
нагрева перед деформацией 850°С, опр ***100 мм/с. хЮО; г— то же, полоса,
10X70 мм. Х100; б —то же, пруток диам. 40 мм, температура нагрева перед
деформацией 1200° С. Х100
ТАБЛИЦА 47

Влияние размеров сечения на механические свойства
профилей сплава ВТ22, отпрессованных при 850° С

Вид прессизделия	Вы- тяжка	Горячепрессованное состояние			Термоупрочненное состояние		
		ав« кгс/мм2	6, %	ф. %	ств- кгс/мм2	б. %	Ф, %
Пруток диам. 40 мм	8,0	118,1	7,9	22,2	128,3	9,5	30,5
Полоса 32 X 40 мм	8,0	94,3	13,1	31,6	129,0	8,9	26,6
Пруток диам. 30 мм	15	92,0	12,0	37,0	127,0	9,3	30,1
Полоса 10 X 70 мм	15	91,9	10,0	35,8	123,0	10,6	31,3

• Режим термообработки. 750° С. 1

ч, вода +540° С, 8 ч, ОХВ.

ми, т. е. при получении структуры с преобладанием в ней
полностью или частично полигонизованных участков.
Положительное влияние этой структуры на пластичес-
кие свойства сплава ВТ22 после отжига и упрочняющей
термообработки авторы работы [105] объясняют тем,
что при нагреве перед термообработкой исходные поли-
гонизованные субзерна, а также образующиеся новые
полигональные границы окантовываются крупными
а-пластинами, и такая структура становится подобной
мелкозернистой. Описанная структура оптимальна для
р-сплавов [117, 173].

В одинаковых условиях деформации при переходе от
прутков к профилям не наблюдается существенной раз-
ницы в свойствах полуфабрикатов после термообработ-
ки, несмотря на значительное различие механических
свойств в горячепрессованном состоянии (см. табл. 47).

Это объясняется, по-видимому, тем, что уменьшение
толщины полки, способствуя подавлению распада р-рас-
твора, не сказывается на количественном соотношении
перекристаллизованных и рекристаллизованных участ-
ков в структуре, определяющем уровень пластичности
после термообработки.
р-сплавы. Наиболее подробно исследовано влияние
температуры нагрева заготовок на структуру и свойства
прутков из сплавов B-120VCA [38, с. 1769—1774] и
ВТ15. В связи с низкими температурами перехода а+
+0^0 (<800° С) прессование этих сплавов возможно

Рис 124. Электронные микрофото-
графии типичной структуры прессо-
ванных изделий из сплава ВТ22:
а — полигонизованные области в
структуре после изотермического
прессования; темнопольное изобра-
жение в рефлексах a-фазы; б —
частично рекристаллизованная
структура после низкотемператур-
ного неизотермического прессова-
ния, светлопольное изображение;
в—полностью рекристаллизованная
структура после высокотемператур-
ного прессования, темнопольное
изображение в рефлексе а-фазы

только в 0-области и сопровождается активной рекри-
сталлизацией с формированием равноосных зерен, по-
добных показанным на рис. 123, д. Величина 0-зерна
уменьшается с понижением температуры нагрева и сла-
бо зависит от вытяжки. Для сплава ВТ 15 не установле-
но существенного влияния параметров деформации на
свойства прутков в горячепрессованном и отожженном
состояниях.

Данные по влиянию параметров прессования на
структуру и свойства 0-сплавов в термоупрочненном со-
стоянии противоречивы.

Закалка и старение прессованных образцов сплава
ВТ15 не всегда приводят к упрочнению металла, что мо-

Рис. 125. Зависимость механических свойств прутков из
сплава ВТ22 в горячепрессованном состоянии (а), после от-
жига (б) и упрочняющей термообработки (в) от температу-
ры нагрева заготовок

жет быть вызвано очень медленным протеканием про-
цессов распада в рекристаллизованных зернах 0-фазы
при старении [174]. На прутках сплава B-120VCA, под-
вергнутых после прессования старению при 480° С в тече-
ние 24 ч, установлена экстремальная зависимость проч-
ностных свойств от температуры деформации с миниму-
мом после прессования при 1120° С, обусловленным
образованием грубых выделений a-фазы, локализованных
внутри 0-зерна. Прутки, отпрессованные ниже и выше
этой температуры (940 и 1200°С), имеют одинаковый
уровень прочностных свойств и характеризуются более
однородным и тонким распадом 0-раствора. Пластичес-
кие свойства прутков закономерно понижаются по мере
повышения температуры нагрева заготовок [38, с. 1769—
1774].
3.	ПРОФИЛИ ПЕРЕМЕННОГО СЕЧЕНИЯ

Отличительная особенность крупногабаритных про-

филей переменного сечения — малые вытяжки при прес-
совании законцовочной части. В этой связи существенное

значение в формировании

Рис. 126. Зависимость механических
свойств законцовочной части про-
филей из сплава BT22 в отожжен-

ном состоянии от схемы ковки.
Направление вырезки образцов:
1 — продольное; 2 — поперечное;
3 — высотное;

а — одинарная осадка-протяжка;
б — двойная осадка-протяжка с
переменой оси

структуры и свойств изде-
лий приобретает правиль-
ный выбор условий предва-
рительной деформагдеи заго-
товок, особенно влияющей
на структурную однород-
ность и свойства законцовки
в поперечном направлении
при ее прессовании с вытяж-
ками до 4 [165].

При исследовании про-
филей из сплава ВТ22 уста-
новлено, что использование
кованых заготовок, получен-
ных высокотемпературной
деформацией в р-области,
приводит к образованию до-
статочно однородной струк-
туры по сечению, но сопро-
вождается развитием замет-
ной анизотропии пластиче-
ских свойств (рис. 126). Су-

щественно уменьшить анизо-
тропию свойств при получе-
нии сравнительно мелкозер-
нистой структуры в законцо-
вочной части профилей

можно ковкой заготовок по комбинированной схеме № 3
(см. рис. 43). Однако при некоторых вариантах комби-
нированной схемы ковки возможно получение заготовок
с разнозернистой структурой. В этом случае на макро-
шлифах законцовочной части профилей сплава ВТ22 на-
блюдали крупнозернистые участки, типичные для кова-

ного металла.

Влияние условий предварительной деформации на
механические свойства законцовочной части однотипных
профилей из псевдо-а- (ВТ20)- и а+р-сплавов (ВТЗ-1)
выражено слабее и практически отсутствует во всех ис-
следованных сплавах при изготовлении профилей, за-
кбнцовочную часть которых прессуют с вытяжками бо-
лее 4—5.

Для профилей с законцовкой из псевдо-а-, а+0- и
псевдо-0-сплавов рекомендуются режимы прессования,
подобные установленным для профилей постоянного се-
чения (см. с. 219—237) и обеспечивающие наилучшее со-
четание прочностных и пластических свойств (рис. 127).
Повышенные температуры нагрева заготовок, применяе-
мые при прессовании профилей с законцовкой из контей-
нера диаметром 360 мм, обусловлены недостаточной его
напряженностью для низкотемпературной деформации.

После прессования с нагревом заготовок до 900—
950° С в законцовочной части профилей из двухфазного
сплава ВТЗ-1 наблюдали образование грубоволокнистой
или смешанной структуры (рис. 128). В тонком сечении
(«пере») профиля, прессуемом с ц= 154-30, структура
по длине и сечению изменялась от смешанной до мелко-
зернистой пластинчатой. При этом на макрошлифах
«пера» и законцовки видны зоны, ориентированные в со-
ответствии с конфигурацией профиля (см. рис. 128). Тон-
коволокнистая структура присуща периферийным участ-
кам сечения, а более крупнозернистая характерна для
центральной зоны.

Структура профилей с законцовкой из псевдо- 0-спла-
ва ВТ22, отпрессованных при 900—950° С, состоит из ре-
кристаллизованных и перекристаллизованных участков
0-раствора со значительным количеством выделений
a-фазы. Она однотипна наблюдаемой в профилях посто-
янного сечения после аналогичных условий деформации.
Размер рекристаллизованных зерен и степень распада
0-фазы в законцовочной части больше, чем в «пере». Ха-
рактерная особенность структуры законцовочной части
ряда профилей псевдо-0-сплава ВТ22, отпрессованных
при пониженных температурах, — наличие крупнозерни-
стого ободка шириной 5—7 мм (рис. 129, в)., состоящего
из вытянутых 0-зерен и не наблюдаемого на других ви-
дах прессованных полуфабрикатов.

Высокая чувствительность свойств псевдо-0-сплава
ВТ22 к соотношению рекристаллизованных и перекри-
сталлизованных участков в структуре (см. п. 2) предо-
пределяет сравнительно большой разброс пластических
свойств по длине и сечению отожженных профилей с за-
концовкой, прессуемых в промышленных условиях при
температурах нагрева заготовок 900—1000° С (см. гл.
14
tj 3

40

2-30

*»' 20

10
о

115

I 110
£ 105

ООО95010001050	900 95010001050t°C

Рис. 127. Зависимость механических свойств законцовочных профилей из сплавов ВТЗ-1 (а) и ВТ22 (б) в отожженном состоянии
от температуры нагрева заготовок t:

1—«перо» профиля, продольное направление; 2—законцовка, то же; 3 — то же, поперечное направление; 4 — то же, высотное-
направление
Ill, п. 2). Следует отметить также характерное для про-
дольного направления закономерное снижение прочно-
стных свойств в центральной зоне законцовочной части

Рис. 129. Структура законцовочной части профилей из сплава BT22 с круп-
нозернистым ободком:

а — макроструктура. XI; б — центральная зона. Х12; в —ободок. XI2

по сравнению с «пером», достигающее в некоторых слу-
чаях 10 кгс/мм2. Распределение механических свойств
по длине и сечению крупногабаритных профилей с за-
концовкой из псевдо-а- и а+р-сплавов ВТ20, ВТЗ-1 OQ-
лее равномерное.
Таблица 48

Механические свойства профилей с законцовкой
из титановых сплавов в отожженном состоянии

Марка сплава	Зона профиля	Направление вырезки образца	ав« кгс/мм2	б, %	Ф, %	°Н’  кгс м/см2
ВТ20	«Перо» и за- концовка	Продольное	95-110	10—15	25—40	4-7
	Законцовка	Поперечное и высотное	90—110	8-15	20-40	4-7
ВТЗ-1	«Перо» и за- концовка	Продольное	100-120	10—20	25-45	3-5
ВТ22	«Перо» и за- концовка	Продольное	110-120	10-20	20-50	2,5-5
	Законцовка	Поперечное и высотное	107—120	8-20	15-45	2—4

В табл. 48 показаны типичные механические свойст-
ва профилей с законцовкой из некоторых промышлен-
ных титановых сплавов.

4.	ТОНКОСТЕННЫЕ ПРОФИЛИ

В отличие от профилей с припусками, прессование ко-
торых производят при сравнительно низких температу-
рах (^950—1000° С) с вытяжками 10—30, изготовление
тонкостенных профилей из титановых сплавов, не требу-
ющих последующей механической обработки, основано
на высокотемпературном прессовании в 0-области с
большими вытяжками	1504-300° С; ц^50).

В этих условиях образуется достаточно однородная
по длине и сечению мелкозернистая макроструктура
(1—3балла по 10-балльной шкале зернистости). Несмот-
ря на существенное различие в параметрах прессова-
ния, микроструктура массивных профилей, прессуемых
по принятым режимам (см. с. 141), и тонкостенных
профилей из а-сплавов отличается незначительно (рис.
130,а). В тонкостенных профилях из псевдо-а- и а+₽-
сплавов величина зерна больше, а толщина и размер ко-
лоний а-пластин меньше, чем в массивных (рис. 130, б—
в). Кроме того, замечена значительная разница в суб-
структуре а-пластин, образующихся в тонкостенных и
массивных профилях. Большие вытяжки в сочетании с
повышенными скоростями охлаждения изделия после
прессования приводят к получению в тонких профилях

Рис. 130. Типичная структура (Х500) тонкостенных профилей из
сплавов ВТ5 (a), OT4 (б), ВТ6 (в), ВТ22 (г)

неравновесных а-пластин мартенситного типа (рис. 131).
Общая тенденция для тонкостенных профилей — измель-
чение зерна в пределах 200—100 мкм и уменьшение раз-
меров а-пластин, наблюдаемые при переходе от псев-
до-а- к а+р-сплавам (см. рис. 130). Наиболее заметное
различие в структуре массивных и тонкостенных профи-
лей характерно для псевдо-р-сплавов (ВТ22), особен-
но чувствительных к температуре деформации и ско-
рости последующего охлаждения (см. п. 2). Высоко-

Рис. 131. Электронные микрофотографии структуры тонкостенных (а) и
массивных (б) профилей нз сплава ВТЗ I в горячепрессованном состоянии

температурное прессование тонкостенных профилей
(1150—1200° С) сопровождается образованием полно-
стью рекристаллизованной структуры p-фазы, распад
которой при остывании изделий практически не происхо-
дит. В структуре массивных профилей, прессуемых при
850—950° С, наряду с рекристаллизованными р-зернами
имеются участки с перекристаллизованной структурой и
большим количеством выделений a-фазы (см. рис. 123).
Фиксация в тонкостенных профилях равноосных зерен
p-раствора с единичными выделениями a-фазы приводит
к снижению их прочностных свойств в горячепрессован-
ном состоянии относительно значений, получаемых в
массивных изделиях. Разница в показателях прочности
особенно значительна (Дов=204-30 кгс/мм2) при срав-
нении тонкостенных профилей с массивными, имеющими
полки толщиной более 35—40 мм и прессуемыми на
нижнем температурном пределе (850°С). После термо-
обработки прочностные свойства массивных и тонко-
стенных профилей становятся примерно одинаковыми.'

При исследовании сплавов ВТ5 и ОТ4-1 установлено,
чтб понижение температуры нагрева заготовок в прёде-
лах р-области и скорости прессования со 150 до 20 мм/с
незначительно влияют на структуру тонкостенных про-
филей. Увеличение вытяжки с 10 до 30 уменьшает раз-
мер зерна; при дальнейшем возрастании вытяжки до 100
величина зерна практически не меняется. Аналогичная
зависимость установлена также при исследовании струк-
туры тонкостенных профилей из сплава ВТ22.

К числу специальных требований, предъявляемых к
качеству тонкостенных профилей, относится обеспечение
минимальной глубины поверхностного газонасыщенного
слоя, образующегося в процессе остывания металла пос-
ле прессования. При существующей технологии изготов-
ления тонкостенных профилей глубина газонасыщенного
слоя не превышает 100 мкм при среднестатистическом
значении 50—60 мкм.

Газонасыщенный слой отрицательно влияет на пока-
затели прочности и пластичности тонкостенных профилей
из а+р- и псевдо-р-сплавов (табл. 49).

ТАБЛИЦА 49

Влияние газонасыщенного слоя на свойства тонкостенных профилей
из титановых сплавов после термообработки

Марка сплава	Режим термообра* ботки	ов, кгс/мм2		б. %	
		I	1 11	I	II
ВТ5-1	800°С, 30 мин, ОХВ	82—87	85—91	12—14	13-16
ВТ20	780° С, 30 мин, ОХВ	97-98	97—100	12,5-14	12—14
ВТЗ-1	870° С, 30 мин, ОХП 650° С, 2 ч, ОХВ	103—107	108—112	7-9	12—18
	900° С, 30 мин, ОХВ+ 550° С, 6 ч, ОХВ	112-115	123—  128,7	3-5	5,7—9,2
ВТ22	750° С, 30 мин, ОХП до 450°С, ОХВ	102-105	112—117	5-8	8—13
	700° С, 30 мин, ОХВ+ 500° С, 8 ч, ОХВ	95—125	125—135	3—7	5-9

Примечание. I, II — испытания проведены до и после удаления га-
зоиасыщенного слоя.
ТАБЛИЦА 50

Гарантируемые механические свойства массивных
и тонкостенных профилей (отожженное состояние)

Марка сплава	Механические свойства, не менее					
	массивные профили				тонкостенные профили*	
	ав’ кгс/мм2	б. %♦♦	1 ч>. %  1	1 аН’ кгсм/см2	ав« кгс/мм2	б. %♦♦
ВТ5	70-90	10	25	3,0	75-95	8
ОТ4-1	60—80	15	35	4,5	60—80	12
ОТ4	70—90	10	30	3,5	70—90	10
ВТ20	>95	10	25	3,5	>95	7

* Испытания проведены без удаления газонасыщенного слоя.

♦♦ На базе 5.65 Kf.

В связи с этим для этих сплавов рекомендуется про-
изводить химическое фрезерование профилей со снятием
слоя толщиной 0,1 мм. Гарантируемые механические
свойства тонкостенных профилей приведены в табл. 50.

Структура полых точных профилей, изготавливаемых
прессованием со сваркой, не отличается от структуры
тонкостенных профилей сплошного сечения (рис. 132),
что объясняется близки-

ми условиями деформиро-
вания. Специфический де-
фект сварных профилей —
нарушение сплошности
по сварному шву, обнару-
живаемое при исследова-
нии структуры соедине-
ния в виде вытянутых
расслоений различной

Рис. 132. Структура полых сварных тонкостенных профилей из сплава ВТ5
б₽з дефектов (а. XI) и с расслоением по сварному шву (б. X5Q0)
протяженности (рис. 132, б). Как показано в работе [16],
строгое соблюдение технологии процесса прессования
позволяет практически полностью исключить образова-
ние указанного дефекта и обеспечить прочность сварного
шва на уровне основного металла.

Глава VI.

СОСТОЯНИЕ И НАПРАВЛЕНИЯ
СОВЕРШЕНСТВОВАНИЯ ТЕХНОЛОГИИ
ПРОИЗВОДСТВА ПРЕССОВАННЫХ ИЗДЕЛИЙ

Освоение производства прессованных изделий из ти-
тановых сплавов явилось одним из важнейших достиже-
ний отечественной металлургической промышленности в
последнее десятилетие.

Если в конце 60-х годов изготавливали только опыт-
ные партии относительно толстостенных прессованных
профилей сравнительно простой формы поперечного се-
чения, то к настоящему времени освоено промышленное
производство широкой номенклатуры прессизделий
сложной конфигурации с минимальными припусками на
механическую обработку.

В настоящее время выпускают тонкостенные профи-
ли более 100 типоразмеров. Внедрение этих профилей в
машиностроительную промышленность дало экономиче-
ский эффект более 2 млн. руб.

Однако, несмотря на интенсивное развитие производ-
ства тонкостенных профилей из титановых сплавов, они
еще не полностью удовлетворяют требованиям машино-
строительной промышленности по сортаменту, и по ка-
честву.

Один из основных недостатков этого производства —
очень низкая стойкость матриц: теплозащитный слой дву-
окиси циркония, наносимый путем плазменного напыле-
ния на рабочую поверхность матрицы, выдерживает толь-
ко одну прессовку, после чего растрескивается, частично
скалывается, и матрица становится непригодной для по-
вторного прессования. Для дальнейшего использования
матрицу необходимо подвергнуть пескоструйной обра-
ботке до полного удаления теплозащитного слоя, при не-
обходимости провести ремонт, заключающийся в наплав-
ке изношенных участков и лекальной доводке геометрии
рабочего канала, после чего произвести новое нанесение
теплозащитного покрытия.

Это вызывает необходимость использования в работе
довольно большого количества матриц, что увеличивает
парк действующего прессового инструмента и существен-
но повышает себестоимость выпускаемой продукции.
Кроме того, корректировка, произведенная на одной мат-
рице, не может быть достаточно точно перенесена на дру-
гую, что приводит к некоторой нестабильности геометрии
поперечного сечения профилей, увеличивает поле вариа-
ции их размеров.

Поэтому для совершенствования технологии произ-
водства тонкостенных профилей важнейшее значение
имеет повышение стойкости прессового инструмента бла-
годаря усовершенствованию процесса плазменного напы-
ления, улучшению сцепления напыленного слоя с мате-
риалом матриц, например путем пайки покрытия туго-
плавкими припоями, лазерной обработки и др.

Качество поверхности прессованных тонкостенных
профилей и допуски на толщину элементов сечения про-
филя в ряде случаев не удовлетворяют требованиям ма-
шиностроительных заводов.

Повышение точности геометрии профилей и улучше-
ние качества их поверхности были достигнуты в резуль-
тате внедрения процессов калибровки. Первоначально
калибровку профилей осуществляли теплым волочением
через самозатягивающуюся волоку. Это позволило сузить
поле допуска с 0,5 до 0,3 мм и довести качество поверх-
ности до уровня, стабильно соответствующего V5.

Однако калибровка волочением, характеризующаяся
рядом положительных отличительных признаков: просто-
та настройки процесса и перехода с калибровки одного
профиля на другой, возможность калибровки профилей
самой различной конфигурации поперечных сечений, в
том числе и полузакрытых, имеет ряд недостатков. Наи-
более существенный из них — ограниченные частные де-
формации, что обусловливает многопереходность процес-
са, необходимость многократных нагревов профиля в про-
цессе волочения. Это удлиняет технологический цикл
производства, снижает производительность труда, повы-
шает себестоимость продукции.

Как показали исследования, проведенные под руковод-
ством профессора В. И. Соколовского, указанный недо-
статок может быть в значительной степени устранен цуг
тем использования металлизации прессованных загото-
вок перед волочением. Волочение металлизованных про-
фильных заготовок позволяет повысить частные дефор-
мации примерно в 2 раза, что создает такие условия, при
которых для получения готового профиля обычно доста-
точно не более двух переходов волочения.

Поэтому важнейшим направлением совершенствова-
ния технологии калибровки волочением следует считать
промышленное освоение процесса металлизации и кали-
бровки металлизованных заготовок.

Весьма прогрессивной оказалась калибровка прессо-
ванных профилей на прессах с пульсирующим приложе-
нием нагрузки (ППН). Этот процесс позволил осущест-
вить обжатия за переход, превышающие реализуемые при
волочении в 1,5—2 раза, сузить поле допусков на тол-
щину полки до 0,2—0,25 мм и, кроме того, существенно
улучшить качество поверхности профилей, доведя его до
стабильного уровня V5—V6. К настоящему времени
освоена калибровка на прессах ППН более 50 типораз-
меров профилей из титановых сплавов.

Тем не менее, этот процесс имеет некоторые недо-
статки. Основной из них — затруднительность калибровки
профилей с полками малой толщины вследствие быст-
рого остывания таких профилей, как в процессе подхода
от печи к штампам (что усугубляется очень невысокими
скоростями калибровки), так и главным образом при
контакте со штампами.

Поэтому для усовершенствования процесса калибров- •
ки на прессах ППН необходимо создание устройств, обес-
печивающих обогрев штампового блока в процессе экс-
плуатации, а также увеличение скорости калибровки за
счет повышения частоты нагружений. Увеличение скоро-
сти, кроме повышения качества профилей, будет способ-
ствовать повышению производительности процесса, ко-
торая в настоящее время, несмотря на значительно более
высокие обжатия, лишь не на много превышает произво-
дительность, достигаемую в процессе калибровки волоче-
нием.

В последние годы интенсивное развитие получил про-
цесс калибровки прокаткой. Этот процесс имеет несом-
ненные преимущества перед рассмотренными выше.
Основные из этих преимуществ заключаются в отсутст-
вии технологических ограничений форсирования скоро-
стей обработки, а также в уменьшении напряжений тре-
ния на контактных поверхностях, что обеспечивает
повышение частных деформаций и улучшение качества
поверхности калиброванных профилей.

Внедрение калибровки прокаткой в промышленность
позволило примерно в 2 раза повысить обжатие за пере-
ход по сравнению с волочением и довести качество по-
верхности до уровня, соответствующего V6 при качестве
поверхности заготовки V3—V4.

Однако и этот процесс имеет недостатки, снижающие
эффективность его использования.

Один из недостатков— ограниченная жесткость рабо-
чих клетей, которая, вполне удовлетворяя условиям ка-
либровки профилей с толщиной полок более 2 мм, не
позволяет осуществить обжатия, допустимые, исходя из
ресурса пластичности, при калибровке профилей с тол-
щиной полок 1,5 мм и менее. При этом с целью достиже-
ния узкого поля допусков на толщины полок приходится
уменьшать величину частных обжатий, что, естественно,
снижает производительность процесса.

Вследствие значительной длины проводочной армату-
ры станов нагревательные печи довольно существенно
отдалены от валков. Это вызывает заметное охлаждение
профилей, особенно прецизионно тонкостенных, перед
входом их в ручей валков, что приводит к неприятным
последствиям, отмеченным выше.

В процессе прокатки затруднена калибровка профи-
лей со ступенчатым изменением толщины полки по ее
ширине (так называемые профили с подсечками). Это
объясняется сложностью прецизионной задачи нагретых
до высоких температур профилей в ручей валков. В ре-
зультате зачастую нарушается зона перехода от утол-
щенной части полки к утоненной, что вынуждает осу-
ществлять калибровку таких профилей на менее произво-
дительном оборудовании — прессах ППН.

Изложенное показывает, что для совершенствования
процесса калибровки прокаткой необходимо в первую
очередь дальнейшее повышение жесткости прокатных
клетей, приближение нагревательных устройств к клетям
станов, разработка и создание устройств, обеспечиваю-
щих нагрев и поддержание заданной температуры про-
водочной арматуры и точное регулирование ее положе-
ния относительно ручья валков.

В последнее десятилетие были проведены значитель-
ные работы, направленные на разработку и совершенст-
вованпе производства из титановых сплавов прессован-
ных профилей переменного сечения. Эти работы позво-
лили освоить промышленный выпуск более 20 типораз-
меров профилей с законцовкой из сплавов ВТ20, ВТ22,
В! 3-1 и внедрить эти профили для изготовления конст-
рукций на ряде машиностроительных заводов. Экономи-
ческий эффект от внедрения в промышленность законцо-
вочных профилей превысил 1 млн. руб. Причем, если
в начале освоения изготавливали профили со значитель-
ными припусками на механическую обработку, то к на-
стоящему времени эти припуски значительно уменьшены.

Однако и эти профили в ряде случаев уже не удов-
летворяют требованиям заводов-заказчиков, выдвигае-
мым в связи с необходимостью создания новых конст-
рукций. Это объясняется ограниченностью сортамента
законцовочных профилей и, несмотря на уменьшенные
припуски, все же значительным объемом механической
обработки.

Поэтому дальнейшие исследования должны быть по-
священы разработке и внедрению в промышленность про-
изводства новых прогрессивных профилей переменного
сечения: с одной законцовкой без припусков на механи-
ческую обработку профильной части, с двумя законцов-
ками и с многократным чередованием утоненных и утол-
щенных участков по длине профиля.

Ввиду того что профили последних двух групп обыч-
но имеют малые размеры поперечного сечения и относи-
тельно небольшое соотношение толщин полок утолщен-,
ных и утоненных участков (не более 2:1), получение их
путем прессования представляет серьезные трудности, а
зачастую вообще невозможно. Исследования показали,
что эффективным способом получения таких полуфабри-
катов является обработка на прессах ППН прессованных
профилей постоянного сечения. Поэтому промышленное
освоение этого процесса имеет важное значение.

Постоянно возрастает потребность промышленности
в полых профилях из титановых сплавов, основную часть
сортамента которых составляют профили петельно-шар-
нирного типа, коробчатые с прямоугольным сечением ка-
нала, шпангоутные с сечением канала, близким к тре-
угольному.

Технология прессования профилей указанных типов
до последнего времени отсутствовала, и их изготавлива-
ли путем механической обработки и сварки.
В 1972—1975 гг. был проведен широкий комплекс ис-
следований, в результате которых освоено производство
петельно-шарнирных, а также некоторых других профи-
лей путем прессования со сваркой. Это позволило при-
мерно в 2,5 раза сократить трудоемкость изготовления
деталей на машиностроительных заводах и дало эконо-
мический эффект более 400 тыс. руб.

Однако освоенное производство охватывает только
часть сортамента профилей, требующихся промышлен-
ности. Поэтому необходимо освоение и внедрение в про-
мышленность прессования многополочных петельно-шар-
нирных, коробчатых и шпангоутных профилей как из
сплавов средней прочности — ВТ5, ВТ5-1, так и из спла-
вов повышенной прочности — ВТЗ-1, ВТ6, ВТ20.

Направления совершенствования технологии произ-
водства прессованных изделий, изложенные выше, разу-
меется, не охватывают всех аспектов этой проблемы.
Однако проведение работ и исследований в указанных
направлениях позволит существенно расширить сорта-
мент выпускаемых изделий, улучшить их качество и су-
щественно повысить технико-экономические показатели
производства.
254	ВТ16	ВТ14	BT6	BT5-1	BT5	ВТЗ-1	0T4	0T4-1	Марка стали		ПРИЛОЖЕНИЯ  ПРИЛОЖЕНИЕ 1 Максимальные значения сопротивления деформации Титановых сплавов при различных температурах и скоростях деформации
	800 900 1000 1100	800  900  1000  1100	800 900 1000 1100	— O co 00  8888	800  900  1000  1100	— О ср 00 оооо	— O CD 00 О О О О ОООО	800 900 1000 1100	Температура деформации, °C		
	— to to ОО КЭ—"^00	— GO 05 СЛ ooX — oo	— tO СЛ 05  00 GO —	GO 00 О tO mom ко	Illi	to GO 00 G0  О— GO О	9,7  4,1  1,4  0,85	о — to 05 "cd m go о	°  to	Сопротивление деформации, кгс/мм1, при скорости деформации, с—1	
	GO СЛ 05 CD ООО ОО ОО	— GO 05 tO 05 СЛ 05 ~CO	— GO GO СЛ 05 tO 05^.01 OO	— to GO 05 O 00 05  mm mm	— GO GO O> tO GO  ООО О	— to ►й. m o*vj  to 00 ОО	— GO CD mow о	— to о 05 GO to "cd	**		
	— to m_*q — 4^	— GO 05 CO CO 05  4». СЛ CO	m *o com О "'vj'co'^	— GO 00 to GO GO oomm	05 — 05 0  GO tO GO О	— GO m com о oo to о m	— to to^b GO О сл о— to	to co m £  GO GO 00 m	о		
	— GO 05 COm— UlGoX^.	— tO GO  JD — tO 00 "go-<j "cd "cd	— to GO 050 GO 00  rfb. О —	Illi	— — GO to со о  mm о о	— to GO о ogo 00'004». m	— to oomm go ookj oom	GO^SCB m 4* to co	о м		

ПРИЛОЖЕНИЕ 2

Технологическая характеристика печей для нагрева титановых заготовок перед прессованием

Параметры	Тип и марка печи					
	индукционная ИН-61	индукционная ИН-65	индукционная ИН-72	индукционная ИН-72А	муфельная индукционная ИН-48	электро- сопротивления
Напряжение сети, В	380	380/220	750	750	380	380
Частота тока, Гц	50	50	2500	2500	50	50
Общая мощность, кВт	400	3X300	2X100	2X100	250	387
Максимальная температура нагре- ва, °C	1800	2180	2000	2000	1200	1250
Габариты нагреваемой заготовки, мм:						
диаметр	230—350	240—410	140—165	80-125	80-125	170—420
максимальная длина	900	900	500	400	480	900
Атмосфера печи	Аргон, воздух	Воздух	Аргон,	воздух	Воздух	
Расположение индуктора или ра- бочей камеры печи		Вертикальное			Г оризонтальное •	
ПРИЛОЖЕНИЕ 3

Техническая характеристика прессов для прессования титановых
сплавов

Усилие пресса, тс

Характеристика	1600	2000	2500	3150	3600	| 5000**
Усилие рабочей жидко- сти, ат		320	320	350	320	320	240
Прессовый узел: усилие, тс . ... ход, мм		1 600  1 975	2 000  1 980	2000  1900	3 150  2 270	3 600  2 550	5 000  2 800
скорость прессова- ния, мм/с		До 300	До 450	До 500	До 300	До 450	До 300
Усилие цилиндров обрат- ного хода, тс ....	130	200	—	290	350	300
Прошивной узел:  усилие, тс . . . ход, мм		225  2 775	—	500  2850	445 3 180	—	—
Контейнер: длина, мм . . диаметр рабочих вту- лок, мм	  ход, мм	  усилие прижима, тс усилие отвода, тс .	815  110—200  850  107  280	815  100—180 900 240 110	900  160—355 1060 225 400	850  150—280 1 150 230 395	1 000  180-280 1 150 515 220	1 250  250-450 350 275 450
Тип матрицедержателя* **	Пов2	ПовЗ	Пов2	П	ПовЗ	М
Габаритные	размеры  собственно пресса, мм: длина 	  ширина	  высота над полом глубина под полом	18 450 7 400 4 570 2 600	12 840  14 700  4 270  3 400	—	20 500 13 800  6 025  4 500	13 400  6 310  3 600	20 000
Масса пресса, т . . . Завод или фирма-изго- товитель 		305  кзтс	420 кзтс	«Loe- wy»	510  кзтс	450 кзтс	«Schlo- стап»

* Тип матрицедержателя: Пов2 — поворотный двухпозиционный: ПовЗ —
поворотный трехпозиционный; П — поперечно перемещающийся; М — мунд-
штучный.

** Приведены характеристики для реконструированного пресса.
БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК

1.	«Metal Industry», 1955, v. 87, № 6, p. 16.	p. 40—44.

2.	Farrel E. A. — «Modem Metals», 1955, v. 11, № 8/ p. 50—58.

3.	Griffin W. B. — «Modern Metals», 1957, v. 6, № 4/

4.	«Modern Metals», 1957, v. 12, № 7, p. 56—64.

5.	«Steel», 1964, v. 155, № 16, p. 105-114.

6.	Technical Reports, News Lette, 1964, № 186, p. 4.

7.	«Steel», 1964, v. 155, № 25, p. 46—48.	1965, v. 61,

8.	Cristiana /. — «Materials in Design Engineering»7

№ 5, p. 106—107.

9.	«Materials Engineering», 1969, № 6, p. 38—41. и др. _ «Цвет-

10.	Соболев Ю. И., Курбатов В. С., Ерманок М. 3.

ные металлы», 1969, № 5, с. 85—86.

11.	«Технология легких сплавов», 1972, № 2.	др. Авт. свид.

12.	Корягин Н. И., Белов А. В., Егоров И. В. и образцы, тов.
№ 507380. — Бюл. «Открытия, изобретения, пром
знаки», 1976, № 11, с. 29.	г с. 62—68.

13.	Ерманок М. 3. —«Цветные металлы», 1971, № 4<^3t № 6, с. 65—

14.	Ерманок М. 3. «Технология легких сплавов», 19/

68.	/еталлы», 1974,

15.	Белозеров А. П., Ерманок М. 3.—«Цветные w
№ 6, с. 69—72.	пустотелых про-

16.	Белозеров А. П., Ерманок М. 3. Прессование п<рМацИя», 1974.
филей из титановых сплавов. М., «Цветметинфсг

68 с. с ил.	— В кн.: Обра-

17.	Курбатов В. С., Белозеров А. П., Ерманок М. 3.' «Наука», 1976.
ботка легких и жаропрочных сплавов, М.,
с. 303—310.	, р. 60—71.

18.	Gray A. G. — «Metal Progress», 1968, v. 94, № Зи/ № 4, р. 115—

19.	Sepson К. S. — «Metals and Materials», 1969, v. 3,

126.	v. 81, № 16,

20.	«Aviation week and Space Technology», 1964,
p. 27-29.

21.	«Precision Metal Molding», 1967, v. 25, № 8, p. 42.

22.	Stacker G. Я. — «А1АА Paper», 1969, № 974, p. 7.

23.	«Steel», 1969, v. 164, № 4, p. 44—45.

24.	«Технология легких сплавов», 1974, № 11. /итановые спла-

25.	Глазунов С. Г., Моисеев В. Н. Конструкционные т*
вы. М., «Металлургия», 1974. 367 с. с ил.	титановые спла-

26.	Солонина О. П., Глазунов С. Г. Жаропрочные т/

вы. М., «Металлургия», 1976. 446 с. с ил.	: др. — МиТОМ,

27.	Сазонова Т. Н„ Ляпичева Н. Ф., Греков Н. А. и

1963, № 3, с. 60—61.	artechnik», 1969,

28.	Leis И., Wchutz Р. — «Luftfahrttechnik Raumfahr
Bd 15, № 7, s. 72—78.	сплавах. M.,

29.	Носова Г. И. Фазовые превращения в титановьг

Металлургиздат, 1958. 180 с. сил.	«а. М., «Метал-

30.	Колачев Б. А. Физическое металловедение титана
лургия», 1976. 184 с. с ил.	др. Титан и его

81. Мороз Л. С., Чечулин Б. Б., Полин И. В. и дг
сплавы. Л., «Судпромгиз», 1960. 516 с. с ил. дород в титане.

32.	Ливанов В. А., Буханова А. А., Колачев Б. А. Вод4
М., «Металлургия», 1966. 245 с. с ил.	4)

33.	«Materials Engineering», 1974, v. 80, Хе 1, р. 61—70.
34.	Ковка и штамповка цветных металлов. Справочник. М., «Маши-
ностроение», 1972. 232 с. с ил.

35.	Parris W. М., Russel Н. О. — «Titanium Sci. Technol.», 1973,
v. 4, р. 2219—2225.

36.	Kuhlman G. W., Billman F. J?.— «Metal Progress», 1977, v. Ill,
№ 3, p. 39—49.

37.	Wanhill R. H.— «J. Inst. Metals», 1973, v. 101, № 10, p. 258—269.

38.	«Titanium Sci. Technol.», 1973, v. 3.

39.	«Materials Engineering», 1975, v. 81, № 12, p. 29—31.

40.	Коробов О. С., Борзецовская К. М., Лебедев Ю. М. и др.—
В кн.: Новый конструкционный материал — титан. М., «Наука»,
1972. 219 с. с ил.

41.	Коробов О. С., Борзецовская К. М., Лебедев Ю. М. и др.—
«Технология легких сплавов», 1973, № 5, с. 49—52.

42.	Колачев Б. А., Ливанов В. А., Буханова А. А. Механические
свойства титановых сплавов. М., «Металлургия», 1974. 543 с.
с ил.

43.	«Aviation Week and Space Technology», 1976, v. 104, № 4,
p. 83—84.

44.	«Machine Design», 1976, v. 48, № 5, p. 70—71.

45.	Бай А. С., Лайнер Д, И., Слесарева E. И. и др. Окисление ти-
тана и его сплавов, М., «Металлургия», 1970. 317 с. с ил.

46.	Макквиллэн А. Д., Макквиллэн М. К. Титан. Пер. с англ. М.,
Металлургиздат, 1958. 458 с. с ил.

47.	Горбунов С. А., Анитов И. С. — В кн.: Титан и его сплавы, М.,
изд. АН СССР, 1963, вып. X, с. 100—107.

48.	Солнцев С. С., Туманов А. Т. Защитные покрытия металлов при
нагреве. М., «Машиностроение», 1976. 240 с. с ил.

49.	Кушакевич С. А., Романова Л. А. — «Технология легких спла-
вов», 1976, № 8, с. 76—77.

50.	Каганович И. Н. — В кн.: Титановые сплавы для новой техники.
М., «Наука», 1968, с. 230—243.

51.	Годин Н. Л., Кушакевич С. А., Романова Л. А. — «Технология
легких сплавов», 1976, № 7, с. 32—33.

52.	Титан и его сплавы, М., изд. АН СССР, 1963, вып. X.

53.	Hurlen Т. —«J. Inst. Metals», 1960, v. 89, № 16, р. 42—44.

54.	Ревякин А. В. — «Титан и его сплавы». М., изд. АН СССР, 1962,
вып. VIII, с. 175—178.

55.	Андреева В. В., Алексеева А. А. — ДАН СССР, 1960, т. 134, № 1.
с. 106—108.

56.	Kofstaad Р., Hauffe К., Kjollesdol U. — «Acta Chern Scand.»,
1958, v. 12, p. 239—243.

57.	Павлов И. M., Шелест А. Е., Константинова Е. Г. — В кн.: Ме-
талловедение титана. М., «Наука», 1964, с. 128—131.

58.	Пархимович В. И., Бодяко М. Н. — ДАН БССР, 1959, т. 3, № 5,
с. 211—215.

59.	Samuel R. L. — «Product Finishing», 1959, v. 12. № 2, p. 73—75.

60.	Райх И. Л., Кольгунова И. Л., Слюсарев А. В.—ЖПХ, 1976,
т. 49, № И, с. 2529—2531.

61.	Tour S. A., Styka A., Fischer G. А. — «J. Metals», 1955, v. 7. № 2,
р. 291—294.

62.	«The Finansial Times», 1971, № 25522, p. 9—10.

63.	Миронов О. С., Цапалова Н. К. «Технология легких сплавов»,
1968, Ne 4, с. 53—55.
64.	Кравченко М. А., Цапалова Н. К., Шорошев Ю. Г. и др. —
«Технология легких сплавов», 1973, № 3, с. 49—52.

65.	Солнцев С. С., Розененкова В. Г., Барышникова А. Г. и др.—
В кн.: Защитные высокотемпературные покрытия. Л., «Наука»,
1972 с 213_____222

66.	Sabroff А. М. — «Metals Engineering Quarterly», 1963, v. 3, №5,
p. 31—34.

67.	«Tool and Manufacturing Engineer», 1963, v. 50, № 5, p. 85—91.

68.	Rice 1. — «Precision Metals», 1968, v. 26, № 2, p. 27—30.

69.	Захаров M. Ф., Миронов О. С.;Елагина Л. А. и др. — В кн.: Ти-
тановые сплавы для новой техники. М., «Наука», 1968, с. 253—
257.

70.	Миронов О. С. Прессованные профили из титановых сплавов. М..
ОНТИ, ВИЛС, 1972. 62 с. с ил.

71.	Миронов О. С., Белозеров А. П., Платонов В. С. и др. — <Тех-
нология легких сплавов», 1973, № 3, с. 59—64.

72.	«Технология легких сплавов», 1969, № 1.

73.	Соболев Ю. П., Цапалова Н. К., Медведев Г. А. и др. Авт.
свид. № 191729. — Бюл. «Открытия, изобретения, пром, образцы,
тов. знаки», 1967, № 4. с. 84.

74.	Миронов О. С., Курбатов В. С. — «Цветные металлы», 1973,
№3, с. 63-65.

75.	Гельман А. А., Голубева Г. В., Миронов О. С., Сенин Л. И. —
«Технология легких сплавов», 1971, № 1, с. 78—80.

76.	Пластичность и разрушение. М., «Металлургия», 1977. 336 с.
с ил. Авт.: В. Л. Колмогоров, А. А. Богатов, Б. А. Мигачев и др.

77.	Полухин П. И., Галкин А. М. Обработка давлением металлов и
сплавов. М., ОНТИ, ВИЛС, 1971, с. 49—55.

78.	Донцов С. И., Берман С. И. — «Цветные металлы», 1958, № 11,
с. 71—77.

79.	Донцов С. Н., Берман С. И. — «Изв. вуз. Цветная металлургия»,
1959, №3, с. 108—117.

80.	Каганович А. 3., Стукач А. Г., Ерманок М. 3. и др. — «Техно-
логия легких сплавов», 1971, № 6, с. 41—43.

81.	«Технология легких сплавов», 1974, № 5.

82.	Одинакова Л. П., Баакашвили В. С., Одинокое Ю. И. — «Цвет-
ные металлы», 1968, № 2, с. 80—81.

83.	Перлин И. Л„ Глебов Ю. П., Ерманок М. 3. — «Цветные метал-
лы», 1964, № 2, с. 62—65.

84.	Донцов С. Н.» Ерманок М. 3., Чижов И. Н. — «Цветные метал-
лы», 1961, № 12, с. 74—76.

85.	Сторожев М. В., Попов Е. А. Теория обработки металлов дав-
лением, М., «Машиностроение», 1977. 423 с. с ил.

86.	Перлин И. Л., Райтбарг Л. X. Теория прессования металлов.
М., «Металлургия», 1975. 448 с. с ил.

87.	Кузьмина п. С., Перлин И. Л, — «Металлургия и технология
цветных металлов, геология и горное дело». М., Металлургиз-
дат, 1957 (МИЦМиЗ им. М. И. Калинина. Сб. № 27), с. 282—
299.

88.	Филина Т. М., Перлин И. Л., Ерманок М. 3. — «Цветные метал-
лы», 1965, № 7, с. 87—89.

89.	Штернберг А. В. — «Технология легких сплавов», 1966, № 1,
с 46—63.

90.	Злотин Л. Б., Ерманок М. 3. — «Цветные металлы», 1962, № 2,
с. 66—69.
91.	«Цветные металлы», 1967, № 7.

92.	Chadwick R.— «Metal Industry», 1962, v. 100, № 11—12, p. 227—
229, 232.

93.	Гельман А. А., Горелик С. С., Аношкин H. Ф. —«Цветные метал-
лы», 1969, № 7, с. 73—77.

94.	Павлов В. А. Физические основы деформации металлов. М.,
изд. АН СССР, 1962. 200 с. с ил.

95.	Стерник Ю. Л. — «Кузнечно-штамповочное производство», 1966,
№ 7, с. 1—5.

96.	Singer A. R. Е.— «Metal Industry», 1962, v. 100, № 18, р. 8—12.

97.	Белякова П. Е. — «Изв. АН СССР. Металлы», 1975, № 4. с. 78—
81.

98.	Backhurst I. — «J. Iron Steel Inst.», 1958, v. 189, № 2, p. 124—
126.

99.	Белякова П. E.—«Изв. АН СССР. Металлы», 1977, № 3,
с. 66—70.

100.	Singer A. R. E„ Cockham I. W.— «J. Inst. Metals», 1961, v. 89,
№ 6, p. 17—22.

101.	Неугодова В. H., Неугодова 3. Н. — В кн.: Титан в промышлен-
ности. М., Оборонгиз, 1961, с. 176—184.

102.	Ляпичева И. Ф., Солонина О. П.—«Технология легких спла-
вов», 1974, № 3, с. 30—33.

103.	Брун М. Я., Перцовский Н. 3., Шаханова Г. В. — «Технология
легких сплавов», 1976, № И, с. 24—29.

104.	Труды третьей международной конференции по титану. М.,
ОНТИ, ВИЛС, 1978, т. 2.

105.	Ноткин А. Б., Гельман А. А., Перцовский Н. 3. и др. — ФММ,
1976, т. 42, вып. 6, с. 1257—1265.

106.	Брун М. Я., Родионов В. Л., Шаханова Г. В. —В кн.: Металло-
ведение и литье легких сплавов, М., «Металлургия», 1977,
с 213—221.

107.	Джаффи Р. Н. — В кн.: Успехи физики металлов. Т. 4. Пер. с
англ. М., «Металлургиздат», 1961, с. 77—90.

108.	Мороз Л. С., Хесин Ю. Д., Белова О. С.—МиТОМ. 1963, № 2,
с. 17—20.

109.	Гурьев А. В., Кукса Л. В., Хесин Ю. Д. — «Изв. АН СССР. Ме-
таллы», № 2, с. 122—125.

110.	Перцовский Н. 3.. Брун М. Я-, Шаханова Г. В.— ФММ, 1970,
т. 30, вып. 5,.с. 1047—1054.

111.	Брун М. Я-, Елагина Л. А., Перцовский Н. 3. и др. — «Техно-
логия легких сплавов», 1973, № 5, с. 34—39.	4

112.	Елагина Л. А., Дерягин Г. А., Штовба Ю. К— «Технология лег-
ких сплавов», 1973, № 2, с. 56—63.

113.	Sipper К, Kellerer Н. — «Metall», 1976, Bd 30, № 2, S. 138—143.

114.	Lazion I. — «Metall», 1975, Bd 50, № 603, S. 361—383.

115.	Кудряшов В. Г., Брун М. Я., Родионов В. Л. и др. — «Техноло-
гия легких сплавов», 1977, № 10, с. 40—45.

116.	Рахманов Н. С., Попова В. И., Рябова Р. М. и др. — «Техноло-
гия легких сплавов», 1977, № 6. с. 53—56.

117.	Треногина Т. Л., Мурзаева Г. В., Леринман Р. М. и др. — ФММ,
1973, т. 36, вып. 6, с. 1242—1252.

\\&.	Миронов О. С. — «Технология, легких сплавов», 1970, № 6,
с. 45—50.

119.	Ерманок М. 3., Синяков В. В. Прессование ппофилей и труб
периодически изменяющегося сечения. М, «Цвстметпнформа-
ция», 1968. 59 с. с ил.
120.	Ерманок М. 3. Производство полых профилей из алюминиевых
сплавов прессованием со сваркой. М., «Цветметинформация»,
1972. 91 с. с ил.

121.	Гильденгорн М. С., Керов В. Г., Кривонос Г. А. Прессование со
сваркой полых изделий из алюминиевых сплавов. М., «Метал-
лургия», 1975. 240 с. с ил.

122.	Глебов Ю. П. — «Цветные металлы», 1962, № 7, с. 65—70 с ил.

123.	Глебов Ю. П. — «Изв. вуз. Цветная металлургия», 1962, № 3,
с. 135—141 с ил.

124.	Шофман Л. А. Основы расчета процессов штамповки и прессо-
вания. М., Машгиз, 1961. 340 с. с ил.

125.	Ерманок М. 3. Прессование панелей из алюминиевых сплавов.
М., «Металлургия», 1974. 232 с. с ил.

126.	Ерманок М. 3., Каган Л. С., Головинов М. Ф. Прессование труб
из алюминиевых сплавов, М., «Металлургия», 1976. 248 с. с ил.

127.	Ерманок М. 3., Фейгин В. И., Сухоруков Н. А. Прессование про-
филей из алюминиевых сплавов. М., «Металлургия», 1977. 264 с.
с ил.

128.	Джонсон В., Кудо X. Механика процесса выдавливания метал-
ла. Пер. с англ. М . «Металлургия», 1965. 174 с. с ил.

129.	Томленое А. Д. Теория пластического деформирования метал-
лов. М., «Металлургия», 1972. 408 с. с ил.

130.	Жолобов В. В., Зверев Г. И. Прессование металлов. М., «Метал-
лургия», 1971 456 с. с ил

131.	Перлин И. Л.. Глебов Ю. П. — «Изв. вуз. Цветная металлур-
гия», 1961, № 2, с. 131 — 133 с ил.

132.	Глебов Ю. П., Захаров М. Ф. — В кн.: Обработка металлов и
сплавов давлением. М., ОНТИ, ВИЛС, 1965. с 198—208 с ил.

133.	Ерманок М. 3. —«Цветные металлы», 1977, № 2, с. 52—53.

134.	Ерманок М. 3., Скоблов Л. С. — Прогрессивные способы произ-
водства полых профилей из легких сплавов. М , «Цветметин-
сЬормация» Ю69. 95 с. с ил

135.	Ерманок М. 3., Фейгин В. И. Производство профилей из алюми-
”"рпых гпппГ0В эд«Металлургия». 1972. 272 с. с ил.

136.	Halt пег A. /. — «Wear», 1964, v. 7, № 1, р. 102-107.

137.	«Light Metals», 1962. v. 25. № 285, p. 31.

138	«Metal Progress», 1962, v. 82. № 5. p. 155—156.

139	«Chemical Engineering». 1965, A1'0 2. p. 27.

140.	«Me*al Treatment and Drop Forging», 1959, v. 26, № 163,
p. 303—304

141.	Смоляное* Г. А., Кпичер Г. H. Обработка титана и его сплавов
за рубежом. М. «Цветметинформация», 1957. 155 с. с ил.

142.	Кручер Г. Н Производство и применение титановых полУ(Ьаб-
рикатов за рубежом. М., «Цветметинформация», 1966. 126 с.
с ил.

143.	«Steel», 1956, № 138. о. 100

144.	«Metal Industry». 1958, v. 92, № 22, р. 445—446.

145.	Кокрофт М. Г. Смазка в процессах обработки металлов давле-
нием. Пер. с англ. М.. «Металлургия». 1970. 111 с. с ил.

146.	«Metall Progress», 1963, v. 84, № 8. р. 2.

147.	«Metall Industry». 1962, v. 100, № 11, p. 202—206.

148.	Перлин И. Л., Шапиро В. Я. Механизм и закономерности кон-
тактного трения при обработке металлов давлением, М., ВИЛС,
1965. 59 с. с ил.

149.	Манегин Ю. В., Анисимова И. В. Стеклосмазки и защитные по-
крытия для горячей обработки металлов. М, «Металлургия»,
1978. 224 с. с ил.

150.	Жолобов В. В. — «Изв. АН СССР. ОТН «Металлургия и топли-
во», 1960, № 4, с. 73—77.

151.	«Metal Industry», 1963, v. 103, № 2, р. 61.

152.	Ковалев Л. К.— «Стекло и керамика», 1960, № 4, с. 15—17.

153.	Калинкина 3. М„ Евсюкова Г. А. Авт. свид. № 165861. —«Бюл.
изобр. и тов. знаков», 1964, № 20, с. 120.

154.	Перлин И. Л. Теория прессования металлов. М., «Металлургия»,
1964. 344 с. с ил.

155.	Белозеров А. П., Ерманок М. 3. —«Технология легких сплавов»,
1978, № И, с. 25—27.

156.	Полухин П. И., Гун Г. Я., Галкин А. М. Сопротивление пласти-
ческой деформации металлов и сплавов. Справочник. М., «Ме-
таллургия», 1976. 487 с. с ил.

157.	Лыков А. В. Теория теплопроводности, М., «Высшая школа»,
1967. 599 с. с ил.

158.	Губкин С. И. Пластическая деформация металлов. Т. II. М., Ме-
таллургиздат, 1961. 416 с. с ил.

159.	Громов Н. П. Теория обработки металлов давлением. М., «Ме-
таллургия», 1967. 340 с. с ил.

160.	Колмогоров В. Л. Напряжения, деформации, разрушение. М.,
«Металлургия», 1970. 230 с. с ил.

161.	Перлин И. Л., Ерманок М. 3. Теория волочения. ЛА., «Металлур-
гия», 1971. 448 с. с ил.

162.	Аргунов В. Н., Гуляев В. В., Ерманок М. 3. и др. — В кн.: Со-
вершенствование технологии обработки цветных металлов. М.,
«Цветметинформация», 1970, с. 57—63.

163.	Норицын И. А., Калпин Ю. Г. —«Кузнечно-штамповочное произ-
водство», 1964, № 9, с. 1—7.

164.	Целиков А. И., Гришков А. И. Теория прокатки. М., «Металлур-
гия», 1970. 358 с. с ил.

165.	Соболев Ю. П., Ерманок М. 3., Гельман А. А. Прессование про-
филей переменного сечения из титановых сплавов. М., «Цвет-
метинформация», 1975. 54 с. с ил.

166.	Махнев Е. С., Никитин Е. М., Ефимова М. В. и др. — В кн.: Ме-
талловедение и литье легких сплавов. М., «Металлургия», 1977,
с. 246—254.

167.	Хабаров Н. Д-, Бахцрина 3. Н„ Гельман А. А. — «Цветная ме-
таллургия» (Бюл. ЦИИН ЦМ), 1964, № 4, с. 36—41.

168.	Adair А. М. — «Transactions Quarterly», 1969, v. 62, № 2, р. 345—
352.

169.	Адамеску Р. А., Хмелинин Ю. Ф., Гельман А. А., Голубе-
ва Г. В.—«Изв. АН СССР. Металлы», 1976, № 2, с. 139—144.

170.	Brock Е. I. — «Physical Rev.», 1955, v. 100, р. 1619—1624.

171.	Миронов О. С., Захаров М. Ф., Елагина Л. А., Гельман А. А.—
В <н.: Титановые сплавы для новой техники. М., «Наука», 1963,
с. 253—256.

172.	Добаткин В. И. — В кн.: Деформируемые алюминиевые сплавы.
М., «Оборонгиз», 1961, с. 104—112.

173.	Леринман Р. М., Мурзаева Г. В., Никаноров М. Н. и др.—
ФММ, 1971, т. 31, с. 626—629.

174.	Шоршоров М. X., Гордиенко Л. К., Антипов В. И. —В кн.: Тер-
мопластическое упрочнение мартенситных сталей и титановых
сплавов. М., «Наука», 1971, с. 81—139.
ОГЛАВЛЕНИЕ

Стр.

Предисловие..............................................  3

Введение ................................................. 5

Глава I. Особенности горячего деформирования титано-
вых сплавов .............................................. И

1.	Состав и	физпко-мехаппческие свойства............ П

2.	Газонасыщение	при нагреве и деформировании . .	23

3.	Сопротивление деформации........................ 32

4.	Тепловой	эффект деформации...................... 45

5.	Взаимосвязь структуры и механических свойств . .	50

Глава II. Основные принципы построения технологии
прессования титановых сплавов............................ 61

1.	Сортамент полуфабрикатов и технические требования 61

2.	Основные схемы прессования...................... 79

3.	Длительность и скорость деформации при прессовании 86

4.	Особенности расчета силовых условий прессования .	92

5.	Выбор размеров заготовок и условий их предвари-
тельной	деформации............................... 94

6.	Прессовый инструмент............................ 97

7.	Смазки	для прессования........................... 127

Глава III. Технология прессования промышленных полу-
фабрикатов ............................................. 139

1.	Прутки, профили постоянного сечения с припусками
на механическую обработку.......................... 139

2.	Профили переменного сечения.................... 147

3.	Профили тонкостенные без припусков на механиче-
скую обработку..................................... 155

4.	Полые профили.................................. 159

Глава IV. Адыостажные операции.......................... 165

1.	Правка профилей................................ 165

2.	Калибровка профилей............................ 174

3.	Термообработка..................................200

4.	Очистка поверхности............................ 213

Глава V. Структура и механические свойства полуфабри-
катов ...................................................215

1.	Прессованные заготовки........................ 216

2.	Прутки и профили постоянного сечения с припусками
на механическую обработку.......................... 219

3.	Профили переменного сечения.................<.	238

4.	Тонкостенные профили...........................243

Глава VI. Состояние и направления совершенствования
технологии производства прессованных изделий	248

Приложения........................................ .	254

Библиографический список....................  .	. . .	257
ИБ № 1392

Михаил Зиновьевич ЕРМАНОК
Юрий Петрович СОБОЛЕВ
Анна Александровна ГЕЛЬМАН

ПРЕССОВАНИЕ ТИТАНОВЫХ СПЛАВОВ

Редактор издательства М. И. Заславская
Художественный редактор Г. А. Жегин
Технический редактор Г. Н. Каляпина
Корректоры Л. Ф. Дурасова, Л. М. Зинченко
Переплет художника Е. Н. Волкова

Сдано в набор 01.06.79. Подписано в печать 24.08.79. Т-14098. Формат бумаги
84Х108‘/з2. Бумага типографская Хй 1. Гарнитура литературная. Печать высо-
кая. Усл. печ. л. 13,86. Уч.-изд. л. 15,15. Тираж 1900 экз. Заказ Хе 28.

Цена 95 коп. Изд. X» 3703

Издательство «Металлургия», 119034, Москва, Г-34, 2-й Обыденский пер., д. 14

Владимирская типография «Союзполиграфпрома» при Государственном
комитете СССР по делам издательств, полиграфии и книжной торговли

600000, г. Владимир, Октябрьский проспект, д. 7