NO117145B

NO117145B -

Info

Publication number: NO117145B
Application number: NO16703367A
Authority: NO
Inventors: O Ljungbo
Original assignee: O Ljungbo
Priority date: 1966-03-04
Filing date: 1967-02-27
Publication date: 1969-07-07
Also published as: GB1183483A; DE1704794A1

Description

Fremgangsmåte ved kold-strengpressing av metall. Procedure for cold string pressing of metal.

Foreliggende oppfinnelse angår en fremgangsmåte for strengpressing av metall, og angår spesielt pressing i kold tilstand. The present invention relates to a method for string pressing of metal, and particularly relates to pressing in a cold state.

For å gjøre det mulig å foreta strengpressing av metall, må det frembringes en så høy temperatur i metallet at det blir tilstrekkelig plastisk til å kunne presses ut. In order to make it possible to carry out string pressing of metal, such a high temperature must be generated in the metal that it becomes sufficiently plastic to be able to be pressed out.

En barre som skal presses ut kan varmes før den anbringes i beholderen for en strengpresse. Dette kalles varmpressing. A bar to be extruded can be heated before it is placed in the hopper of a string press. This is called hot pressing.

Ved den såkalte kold-pressing blir en With the so-called cold-pressing, a

barre som ikke er oppvarmet på forhånd anbragt i beholderen og utsatt for støt. Den lave plastisitetsgrad som oppnås ved denne kjente metode ledsages av forholds-gir lave utpressingsttemperaturer, noe som gir mange tons belastning på stempelet som skal fremkalle utpressingen, og på grunn av de lave temperaturer blir det en betrak-telig bearbeidingshårdhet i metallet. Dette kan bety at det ikke er mulig å presse ut hele metallbarren i en operasjon med en ønsket utpressingshastighet, og mellom-gløding er nødvendig før videre arbeide kan utføres eller det kan, alternativt, begrense dimensjonene for den barre som kan presses ut i en operasjon. ingots that have not been pre-heated placed in the container and exposed to impact. The low degree of plasticity achieved by this known method is accompanied by relatively low extrusion temperatures, which places many tons of load on the piston which will cause the extrusion, and due to the low temperatures there is a considerable processing hardness in the metal. This may mean that it is not possible to extrude the entire metal ingot in one operation at a desired extrusion rate, and intermediate annealing is necessary before further work can be carried out or it may, alternatively, limit the dimensions of the ingot that can be extruded in one operation .

Hvis det derfor var mulig å unngå bearbeidingshårdhet under utpressing ville mellomgløding bli unødvendig, og det kan oppnås den størst mulige deformering med minst mulig effektforbruk. Når en metallbarre treffes av et stempel med forholdsvis lav hastighet, kan en del av barren som skal presses ut sist bli bearbeidingshård, If it was therefore possible to avoid machining hardness during extrusion, intermediate annealing would be unnecessary, and the greatest possible deformation could be achieved with the least possible power consumption. When a metal ingot is struck by a punch at a relatively low speed, a part of the ingot to be pushed out last may become hard to work,

mens den ennå er inne i barren. Dette kan motvirkes ved hjelp av angrepshastigheten while it is still inside the ingot. This can be countered using attack speed

for stemplet, en hastighet som det er ønskelig å holde i det vesentlige eller temmelig konstant under utpressingen. for the piston, a speed which it is desirable to keep substantially or fairly constant during the extrusion.

Dette er hovedhensikten med foreliggende oppfinnelse, og for å oppnå denne hensikt er det nødvendig å skaffe en fremgangsmåte for å bestemme for det første det minst mulige belastningstrykk for stempelet ved det ønskete utpressingsforhold som er nødvendig for å oppnå utpressing av en barre med vilkårlige dimensjoner av hvilket som helst metall som kan deformeres plastisk, og for det annet den minste stempelhastighet som sammen med det nevnte minste belastningstrykk er nød-vendig for å tilveiebringe og styre den høye temperatur i glideplanet som trenges for å frembringe den nødvendige plastisitetsgrad inne i barren til at det skal kunne brukes raskt utpressingsbevegelse, og som vil gjøre det mulig å presse ut metallet ved en slik temperatur og hastighet at det ikke blir noen bearbeidingshårdhet i metallet mens det ennå befinner seg i barren. This is the main purpose of the present invention, and in order to achieve this purpose, it is necessary to provide a method to firstly determine the minimum possible loading pressure for the piston at the desired extrusion ratio which is necessary to achieve extrusion of a bar with arbitrary dimensions of any metal that can be plastically deformed, and secondly, the minimum piston speed which, together with the aforementioned minimum loading pressure, is necessary to provide and control the high temperature in the sliding plane that is needed to produce the necessary degree of plasticity inside the ingot so that it must be possible to use a rapid extrusion movement, which will make it possible to extrude the metal at such a temperature and speed that there will be no working hardness in the metal while it is still in the ingot.

Når først den minst mulige stempelbelastning og -hastighet er oppnådd, kan strengpressingen styres på sin side på en slik måte at den herding som kan tillates i metallet blir større eller mindre. Meget høy angrepshastighet vil således gi meget høye temperaturer i glideplanet som ville resultere i en fullstendig utglødet tilstand av pressegodset etter at det er presset ut fra dyseåpningen. Lavere hastigheter og temperaturer vil gi en rimelig hårdhets-grad. På denne måten vil det kunne oppnås styring av de fysiske egenskaper for den ferdige gjenstand. ; Once the smallest possible punch load and speed has been achieved, the strand pressing can be controlled in such a way that the hardening that can be allowed in the metal becomes greater or less. A very high attack speed will thus produce very high temperatures in the sliding plane which would result in a completely annealed state of the pressed material after it has been pressed out of the nozzle opening. Lower speeds and temperatures will give a reasonable degree of hardness. In this way, it will be possible to control the physical properties of the finished object. ;

På grunn av de forskjellige egenskaper for forskjellige metaller og på grunn av mulige variasjoner i utpressingsforholdet er det klart at belastningen på utpressings-stempelet for å oppnå tilfredsstillende ut-pressingsgods kan variere for forskjellige metaller eller forskjellige utpressingsforhold. Because of the different properties of different metals and because of possible variations in the extrusion ratio, it is clear that the load on the extrusion piston to obtain satisfactory extrusion material may vary for different metals or different extrusion ratios.

Uttrykket «utpressingsforhold» beteg-ner forholdet mellom tverrsnittet av barren og tverrsnittet av den ønskete presse-streng. The term "extrusion ratio" denotes the ratio between the cross-section of the ingot and the cross-section of the desired press string.

Ved uttrykket «tilnærmet flytespen-ning» som brukes nedenfor skal det for-stås at det for visse metaller ikke er mulig å bestemme nøyaktig den faktiske flyte-spenning, men selv i slike metaller er det alltid mulig å bestemme to punkter på spenning-trykk-kurven mellom hvilke det faktiske flytespenningspunkt må ligge, og fremgangsmåten i henhold til foreliggende oppfinnelse kan tilpasses for hvilket som helst metall hvor den tilnærmete flytespen-ning, slik som definert ovenfor, kan fastlegges. By the expression "approximate yield stress" used below, it is to be understood that for certain metals it is not possible to determine exactly the actual yield stress, but even in such metals it is always possible to determine two points of stress-pressure - curve between which the actual yield stress point must lie, and the method according to the present invention can be adapted for any metal where the approximate yield stress, as defined above, can be determined.

I henhold til et trekk ved foreliggende oppfinnelse blir det minste stempelbelast-ningstrykk pr. flateenhet av barren som er nødvendig for koldpressing bestemt ut fra en funksjon av den faktiske trykk-spenning i metallet og av det ønskete utpressingsforhold. According to a feature of the present invention, the minimum piston load pressure per area unit of the ingot required for cold pressing determined as a function of the actual compressive stress in the metal and of the desired extrusion ratio.

For hvilken som helst størrelse av hvilken som helst gitt metallbarre kan dette uttrykkes ved følgende ligning: For any size of any given metal ingot, this can be expressed by the following equation:

hvor Y er stempelbelastningen pr. flateenhet av dyseflaten, where Y is the piston load per area unit of the nozzle surface,

y er flytespenningen for metallet, y is the yield stress of the metal,

z er forskjellen mellom den største og den faktiske bruddspenning, alle disse faktorer regnet i kg/mm<2>, og z is the difference between the largest and the actual breaking stress, all these factors calculated in kg/mm<2>, and

A er utpressingsforholdet, dvs. forholdet mellom tverrsnittet av barren og tverrsnittet av den ønskete utpressete streng. A is the extrusion ratio, i.e. the ratio between the cross-section of the ingot and the cross-section of the desired extruded strand.

Denne ligning kan bedre uttrykkes slik Y = (a + b)x<n>This equation can be better expressed as Y = (a + b)x<n>

hvor a er faktisk trykkspenning i kg/mm<2 >ved e maks. fra strekkprøvestykke, where a is actual compressive stress in kg/mm<2 >at e max. from tensile test piece,

b er spenningen «a» i kg/mm<2> multi-plisert med den samlete naturlige påkjenning ved bruddpunktet ved strekk, b is the stress "a" in kg/mm<2> multiplied by the total natural stress at the breaking point in tension,

x er utpressingsforholdet. x is the blackout ratio.

Dette kan videre uttrykkes slik: This can further be expressed as follows:

Y = K (a + a e)A<0>,<33>Y = K (a + a e)A<0>,<33>

hvor K er en tall-konstant som for vanlige massive tverrsnitt er 1,9, for regulære rørformete tverrsnitt er 2,1, for uregelmessige massive tverrsnitt 2,3, og for uregelmessige hule tverrsnitt 2,5, og e er den naturlige lengdeforandring under påkjenning. where K is a numerical constant which for regular massive cross-sections is 1.9, for regular tubular cross-sections is 2.1, for irregular massive cross-sections 2.3, and for irregular hollow cross-sections 2.5, and e is the natural length change under strain.

Selv om løsningen av denne ligning gir gode resultater for utpressing når stempelet belastes i overensstemmelse med det beregnede minste trykk, vil det oppnås større virkningsgrad ved utpressingen hvis fjerde rot av utpressingsforholdet trek-kes inn i beregningen i stedet for tredje rot. Although the solution of this equation gives good results for extrusion when the piston is loaded in accordance with the calculated minimum pressure, greater efficiency will be achieved during extrusion if the fourth root of the extrusion ratio is included in the calculation instead of the third root.

Følgelig vil ligningen Consequently, the equation will

Y = K (a + as)A<0>,<33> i foreliggende beskri-velse betraktes som Y = K (a + ae)A°><23>Y = K (a + as)A<0>,<33> in the present description is considered as Y = K (a + ae)A°><23>

eller Y = K a (1 + e)A<0>,<25> hvor a stadig er spenningen i kg eller hvilken som helst enhet pr. mm<2> i diagrammet for faktisk spenning mot faktisk påkjenning for ma-terialet under trykk ved den maksimale e verdi som oppnås ved strekk. Et slikt diagram er vist nedenfor or Y = K a (1 + e)A<0>,<25> where a is always the tension in kg or any unit per mm<2> in the diagram for actual stress versus actual stress for the material under pressure at the maximum e value obtained in tension. Such a diagram is shown below

Dette diagram fremkommer ved å bestemme påkjenningen til enhver tid under hensyntagen til den endrede tverrsnittsflate for prøvestykket. Under spenning vil det bli en sammensnøring av prøvestykket, noe som i et vanlig strekk-påkjenningsdia-gram viser seg som en nedsettelse i påkjenning. Når det tas passende hensyn til nedsettelsen i tverrsnittsflate stiger påkjenningen meget raskt, slik som vist stre-ket, til bruddpunktet. Under trykk, vist helt opptrukket, fortsetter påkjenningen å stige med stigende belastning. Påkjenningsver-dien a er den hvor kurven for den faktiske påkjenning for trykk-prøvestykket skjærer ordinaten for E-maks, dvs. den forlengelse hvor strekk-prøvestykket slites av. Den faktiske påkjenning for et prøve-stykke, enten de påkjennes på trykk eller strekk, er den faktiske endring i lengde pr. lengdeenhet av det opprinnelige prøvestykket, dvs. mm/ mm. Den normale forlengelse som måles ved f. eks. strekkprøve består av en forlengelse av den opprinnelige lengde av prøve-stykket og en viss forlengelse av den struk-kete del av denne opprinnelige lengde under prøven. Den faktiske forlengelse av en lengdeenhet av det opprinnelige prøve-stykke er litt mindre enn den målte forlengelse, nemlig med summen av forlengelses-økningene. Den faktiske forlengelse av den opprinnelige lengdeenhet er derfor den naturlige logaritme til den målte forlengelse. Hvis, med andre ord, et prøvestykke er f. eks. 10 cm langt og så settes under påkjenning vil det forlenges og påkjenningen kan være slik at stykket forlenges med to cm slik at lengden skulle antas å bli tolv cm., dvs. ti + to. Under strekkingen eller forlengelsen av den opprinnelige lengde vil imidlertid samtidig de deler som allerede er forlenget bli forlenget, slik at den ende-lige lengde er ti + to + X, slik at den faktiske forlengelse av det opprinnelige stykke er litt mindre enn den målte forlengelse. This diagram is obtained by determining the stress at any time taking into account the changed cross-sectional area of the test piece. Under tension, there will be a constriction of the test piece, which in a normal tension-stress diagram shows up as a reduction in stress. When appropriate consideration is given to the reduction in cross-sectional area, the stress rises very quickly, as shown by the dashed line, to the breaking point. Under pressure, shown fully extended, the stress continues to rise with increasing load. The stress value a is the one where the curve for the actual stress for the compression test piece intersects the ordinate for E-max, i.e. the extension at which the tensile test piece wears off. The actual stress for a test piece, whether stressed in compression or tension, is the actual change in length per length unit of the original test piece, i.e. mm/mm. The normal extension which is measured by e.g. tensile test consists of an extension of the original length of the test piece and a certain extension of the stretched part of this original length during the test. The actual elongation of a length unit of the original test piece is slightly less than the measured elongation, namely by the sum of the elongation increments. The actual elongation of the original length unit is therefore the natural logarithm of the measured elongation. If, in other words, a sample is e.g. 10 cm long and then put under stress, it will be lengthened and the stress can be such that the piece is lengthened by two cm so that the length should be assumed to be twelve cm., i.e. ten + two. During the stretching or lengthening of the original length, however, the parts that have already been lengthened will be lengthened at the same time, so that the final length is ten + two + X, so that the actual elongation of the original piece is slightly less than the measured elongation .

Når først den minste stempelbelastning er beregnet slik som angitt, er det ønskelig å innstille angrepshastigheten for stempelet inntil temperaturene i glidepla-nene som frembringes i sin tur kan styres slik at det oppnås øking eller minsking i den grad av bearbeidingshårdhet som det tillates å opptre i metallet. Meget høye an-grepshastigheter vil således gi meget høye temperaturer i glideplanet hvilket vil gi et fullstendig anløpt utpresset arbeidsstykke. Lave hastigheter og temperaturer vil gi en måtelig grad av bearbeidshårdhet. På denne måten kan det oppnås styring av de fysiske egenskaper for den ferdige gjenstand. Once the minimum piston load has been calculated as indicated, it is desirable to set the attack speed for the piston until the temperatures in the sliding planes which are produced in turn can be controlled so that an increase or decrease is achieved in the degree of machining hardness that is allowed to occur in the metal. Very high attack speeds will thus produce very high temperatures in the sliding plane, which will produce a fully tempered extruded workpiece. Low speeds and temperatures will give a moderate degree of machining hardness. In this way, control of the physical properties of the finished object can be achieved.

Den hastighet med hvilken metallet blir deformert under utpressingen kan be-skrives som hastighetsdeformering i cm. pr. cm pr. sekund og, teoretisk, uten hensyn til den virkelige endring i størrelsen av barren er uttrykket fullstendig riktig. Da det imidlertid til tider er vanskelig å måle de verdier som danner grunnlaget for beregningen av hastighetsdeformeringen, skal det her ikke henvises til graden av deformering pr. lengdeenhet av metallet men til hastigheten for det stempel som deformerer metallet eller, med andre ord, trykkhastigheten, idet det er klart at det er deformeringsgraden for metallet som er kritisk, hvilken uttrykksmåte som enn brukes for den. Det er kjent at den plastiske deformasjonsspenning kan brukes som en egenskap for et metall for lettvint å bestemme stempelhastigheter for utpressing av vedkommende metall. The rate at which the metal is deformed during extrusion can be described as rate deformation in cm. per cm per second and, theoretically, regardless of the actual change in the size of the bar, the expression is completely correct. However, as it is sometimes difficult to measure the values that form the basis for the calculation of the velocity deformation, reference should not be made here to the degree of deformation per unit length of the metal but to the speed of the piston which deforms the metal or, in other words, the pressure speed, it being clear that it is the degree of deformation of the metal which is critical, whichever way of expressing it is used. It is known that the plastic deformation stress can be used as a property of a metal to easily determine piston speeds for extrusion of the metal in question.

Det har vist seg at hvis stempelhastigheten i det øyeblikk hvor den barre treffes som skal presses ut er over en kritisk hastighet for vedkommende spesielle metall, og at hvis stempelhastigheten holdes over denne hastighet under hele utpres-singsslaget, kan barren med stort volum presses ut med høye utpressingsforhold i et enkelt stempelslag. It has been shown that if the piston speed at the moment when the ingot to be extruded is struck is above a critical speed for the particular metal in question, and that if the piston speed is maintained above this speed during the entire extrusion stroke, the large volume ingot can be extruded with high extrusion ratios in a single piston stroke.

Under innstillingen av stempelhastigheten for utpressing av forskjellige metaller er det selvsagt nødvendig å kjenne noe til metallet og det utpressingsforhold som ønskes. Det har vist seg at de nødvendige egenskaper for metallet kan utledes fra en vanlig kurve mellom faktisk spenning og faktisk påkjenning, en kurve som er til-gjengelig for de fleste metaller. Slike kurver settes opp ved å strekke et prøvestykke med standard strekkgrad inntil det brister og for trykk ved å avsette påkjenningsøkninger som er nødvendige for å frembringe økninger i påkjenning, idet det herunder tas hensyn til endringen i tverrsnittet for prøvestykket på grunn av påkjenningen. I tilfeller hvor det ikke er noen tilgjenge-lig kurve for faktisk spenning — faktisk påkjenning, f. eks. når det utvikles nye legeringer, er det mulig å fremstille slike kurver på velkjent måte. Når først analy-sen er gjort, er det meget lett og enkelt å innstille pressen for arbeide i overensstemmelse med foreliggende oppfinnelse. When setting the piston speed for extrusion of different metals, it is of course necessary to know something about the metal and the desired extrusion ratio. It has been shown that the necessary properties for the metal can be derived from a normal curve between actual stress and actual stress, a curve that is available for most metals. Such curves are set up by stretching a test piece with a standard tensile strength until it breaks and for pressure by depositing stress increases that are necessary to produce increases in stress, taking into account below the change in the cross-section of the test piece due to the stress. In cases where there is no available curve for actual tension — actual stress, e.g. when new alloys are developed, it is possible to produce such curves in a well-known manner. Once the analysis has been done, it is very easy and simple to set the press to work in accordance with the present invention.

Det er kjent at trykket av stempelet ved konstant hastighet er proporsjonalt med en funksjon av utpressingsforholdet, og at et konstant utpressingsforhold er om-vendt proporsjonalt med en funksjon av hastigheten. Y er således omtrent lik fA og omtrent lik It is known that the pressure of the piston at constant speed is proportional to a function of the squeeze ratio, and that a constant squeeze ratio is inversely proportional to a function of the speed. Y is thus approximately equal to fA and approximately equal to

Det antas nå at for ved utregning å kunne bestemme den ønskete minste kri-tiske hastighet for stemplet under pressingen, kan følgende ligning benyttes: It is now assumed that in order to be able to determine the desired minimum critical speed for the piston during pressing, the following equation can be used:

og denne ligning kan med hell benyttes for kold-utpressing av metaller som er istand til plastisk deformering, selv om det i henhold til denne oppfinnelse er å> foretrekke å bruke ligningen bare når det gjelder slike metaller når de er anløpt. I henhold til det annet trekk ved foreliggende oppfinnelse kan følgelig den minste stempelhastighet som er nødvendig for koldutpressing av en metallbarre oppnås ved løsning av ligningen and this equation can be successfully used for cold extrusion of metals which are capable of plastic deformation, although according to this invention it is preferable to use the equation only in the case of such metals when they have been tempered. Accordingly, according to the second feature of the present invention, the minimum piston speed necessary for cold extrusion of a metal ingot can be obtained by solving the equation

l hvor Y er det minste belastningstrykk for stempelet pr. flateenhet av dyseflaten. l where Y is the minimum load pressure for the piston per area unit of the nozzle surface.

YP er den plastiske deformasjonsspenning, YP is the plastic deformation stress,

e er grunntallet i det naturlige logaritmesystem (2,718), e is the base number in the natural logarithm system (2.718),

A er utpressingsforholdet, A is the blackout ratio,

hvor a er den faktiske trykk- where a is the actual pressure

spenning i kg/mm<2> ved e maks. fra strekk-prøvestykke. tension in kg/mm<2> at e max. from tensile test piece.

VI( er den minste stempelhastighet under pressingen. VI( is the minimum piston speed during pressing.

For å illustrere bruken av ligningen for utregning av den minste stempelhastighet i henhold til oppfinnelsen, nemlig To illustrate the use of the equation for calculating the minimum piston speed according to the invention, namely

brukes kurven for faktisk spenning — faktisk påkjenning på følgende måte: the curve for actual stress — actual stress is used as follows:

Det er klart at ovenstående og følgende ligninger bare fastslår et ønsket dimen-sjonsløst forhold og for å oppnå en løsning med dimensjoner må tallresultatet multi-pliseres med en faktor som avhenger av det målsystem som brukes, dvs. pund, tommer og sekunder eller gram, centime-ter og sekunder. I første tilfelle er fakto-ren 1 tomme pr. sek. og i annet tilfelle 2,54 cm. pr. sek. It is clear that the above and following equations only establish a desired dimensionless relationship and to obtain a solution with dimensions the numerical result must be multiplied by a factor which depends on the measurement system used, i.e. pounds, inches and seconds or grams, centimeters and seconds. In the first case, the factor is 1 inch per Sec. and in other cases 2.54 cm. per Sec.

For å oppnå verdien YP er det nød-vendig å forlenge kurven for den faktiske trykkspenning bakover til ordinaten. To obtain the value YP, it is necessary to extend the curve for the actual compressive stress backwards to the ordinate.

Som angitt ovenfor er det, når den minste stempelhastighet skal fastslås ved å løse ligningen, å foretrekke først å fast-slå det minste stempeltrykk som trenges for utpressing, ved å løse ligningen As indicated above, when the minimum piston speed is to be determined by solving the equation, it is preferable to first determine the minimum piston pressure required for extrusion by solving the equation

Det skal nå gis et eksempel på frem- An example will now be given of the

gangsmåten for å bestemme den ønskete minste stempelhastighet for utpressing av et rør fra en renaluminium-barre, dvs. en barre av 99,6 — 99,8 pst. aluminium. the procedure for determining the desired minimum piston speed for extruding a tube from a pure aluminum ingot, i.e. an ingot of 99.6 — 99.8 percent aluminum.

Det forutsettes at det ønskes å oppnå utpresset rør med en ytre diameter på 18,25 mm fra en barre med en diameter It is assumed that it is desired to obtain extruded pipe with an outer diameter of 18.25 mm from a bar with a diameter

på 44,45 mm, med en boring på 18,25 mm of 44.45 mm, with a bore of 18.25 mm

og en høyde på 70 mm og at det ønskes å oppnå en 98 pst. nedsettelse av flate-innholdet. Det er klart at før den ligning som er gitt ovenfor kan løses må det først and a height of 70 mm and that it is desired to achieve a 98 per cent reduction in surface content. It is clear that before the equation given above can be solved it must first

utføres strekk- og trykk-spennings-prøver med metallet. Slike prøver utført på en barre slik som definert ovenfor gir en spenning a som definert ovenfor med en verdi på 11,81 for dette material og en verdi e maks. ved maksimal strekkspenning på 0,422. tensile and compressive stress tests are carried out with the metal. Such tests carried out on a bar as defined above give a stress a as defined above with a value of 11.81 for this material and a value e max. at maximum tensile stress of 0.422.

Som angitt ovenfor anvendes først ligningen som gir As stated above, the equation that gives is first applied

Hvis det derfor skal presses ut en ren-aluminiumbarre med de dimensjoner som er gitt ovenfor, og nedsettelsen av flateinn-holdet mellom barren og presstykket er 98 pst., trenges det et minste belastningstrykk på 93 kg/mm<2> på dyseflaten. Da fla-teinnholdet av barren med de dimensjoner som er gitt ovenfor ikke er 1 mm<2> men 13 cm<2>, vil den samlete minste stempelbelastning være 119 tonn. If a pure aluminum ingot with the dimensions given above is therefore to be extruded, and the reduction of the surface content between the ingot and the pressing piece is 98 per cent, a minimum load pressure of 93 kg/mm<2> is needed on the die surface. Since the surface content of the ingot with the dimensions given above is not 1 mm<2> but 13 cm<2>, the total minimum piston load will be 119 tonnes.

Nå kan ligningen for den minste stempelhastighet løses Now the equation for the minimum piston speed can be solved

ved å sette inn de verdier som er funnet ovenfor fås by inserting the values found above is obtained

Det er selvsagt klart at YP er den plastiske deformasjonsspenning og dermed en kjent egenskap for metallet, og i det foreliggende eksempel er den 6,3 og C er påkjenning a i kg/mm<2> dividert med YP som er 6,3 kg/mm<2> altså 1,88. It is of course clear that YP is the plastic deformation stress and thus a known property of the metal, and in the present example it is 6.3 and C is stress a in kg/mm<2> divided by YP which is 6.3 kg/mm <2> i.e. 1.88.

Det vil således ses at for å oppnå utpressing av renaluminium-barren med de dimensjoner som er angitt ovenfor, er det mulig før utpressingen å beregne det minste stempeltrykk og den minste stempel-hastighet( en hastighet som i det eksempel som er gitt er 92,5 mm/sek. Det skal imidlertid bemerkes at de ligninger som er angitt ovenfor gir den nødvendige minste stempelbelastning og den minste stempelhastighet, men under utførelsen av den virkelige utpressing har det vist seg tilrådelig å benytte et trykk som er litt større, f. eks. 5—10 pst. over det minste trykk som er beregnet. It will thus be seen that in order to achieve extrusion of the pure aluminum ingot with the dimensions stated above, it is possible before extrusion to calculate the minimum piston pressure and the minimum piston speed (a speed which in the example given is 92, 5 mm/sec However, it should be noted that the equations given above give the required minimum piston load and minimum piston speed, but during the execution of the actual extrusion it has been found advisable to use a pressure slightly greater, e.g. 5-10 percent above the minimum pressure that has been calculated.

De beste presstykker som oppnås ved hastigheter som er litt større enn den be-regnete VH. Dette skyldes at krystallord-ninger i deler av barren er slik at den beregnede Vu ikke ville være tilstrekkelig. Denne økning av VR sikrer at hele barren blir trykket sammen med en tilfredsstillende hastighet. Store økninger i VK frem-bringer oppvarmningsvirkninger fra dysen, hvorved det fremkommer mangelfulle press-stykker, delvis på grunn av smørings-vanskeligheter. Det har derfor vist seg i praksis at den beregnede minste stempelhastighet kan måtte overskrides med opp til 20—25 pst. The best press pieces are obtained at speeds slightly greater than the calculated VH. This is because crystal arrangements in parts of the ingot are such that the calculated Vu would not be sufficient. This increase in VR ensures that the entire bar is pressed together at a satisfactory speed. Large increases in VK produce heating effects from the die, which results in defective press pieces, partly due to lubrication difficulties. It has therefore been shown in practice that the calculated minimum piston speed may have to be exceeded by up to 20-25 per cent.

I et annet eksempel skal en barre av magnesium-silicium-aluminium-legering, tilsvarende Britisk Standard H9, presses ut, og dimensjonene av barren er de sam-me som de som er angitt i det foregående eksempel, og også her kreves 98 pst. tverr-snittsnedsettelse. Følgelig er In another example, an ingot of magnesium-silicon-aluminium alloy, corresponding to British Standard H9, is to be pressed out, and the dimensions of the ingot are the same as those given in the previous example, and here too 98 per cent is required. cross-sectional reduction. Consequently is

Ved å benytte ligningen oppnås og dermed den nødvendige minste stempelbelastning = 138,8 tonn For å beregne den minste stempelhastighet brukes igjen ligningen Når det erindres at By using the equation, the necessary minimum piston load is obtained = 138.8 tonnes To calculate the minimum piston speed, the equation is used again When it is remembered that

, så finnes: , then there are:

VK = 104,4 mm/sek VK = 104.4 mm/sec

Endelig skal det bemerkes at når det ovenfor har vært betraktet utpressing av metall, er det ved fremgangsmåten i henhold til foreliggende oppfinnelse tatt hensyn til de fysiske egenskaper for vedkommende metall og disse egenskaper er angitt i ligningene. Det må derfor tas hensyn Finally, it should be noted that when the extrusion of metal has been considered above, in the method according to the present invention the physical properties of the metal in question have been taken into account and these properties are indicated in the equations. It must therefore be taken into account

til at disse fysiske egenskaper varierer med to the fact that these physical properties vary

temperaturen for metallet. the temperature of the metal.

Claims

1. Procedure for cold string pressing of arbitrary metals which are capable of being deformed plastically, characterized in that the smallest punch pressure (Y) per area unit of the ingot, to avoid

machining hardness is determined on the basis of the following function of the actual compressive stress (a) for the metal in question and of the desired extrusion ratio (A): where K is a numerical constant and e the natural length change under stress, a is the actual compressive stress in kg/mm<2> at e maximum from the tensile test piece.

2. Procedure as stated in claim 1, characterized by the fact that in order to achieve a greater degree of effectiveness during the extortion, the equation is changed to Y = K a (1 + e)A<0>,<25 >

3. Method as stated in claims 1 and 2, characterized in that during the entire extrusion the piston works at an approximately uniform speed, or a speed that varies directly with the physical properties of the ingot at all times.

4. Method as stated in claim 1-3, characterized in that the piston works with an approximately uniform pressure.

5. Method as stated in claims 1-4, characterized in that the minimum piston speed required for the extraction is achieved by solving the equation where Y = the minimum load pressure of the piston per unit area of the nozzle. YP = plastic deformation stress e = 2.718 (base number in the natural logarithm system) A = the extortion ratio, iivor a is the actual pressure tension in kg/mm<2> at e maximum from tensile test piece and VR = the smallest piston speed.