«Вдосконалення процесу штамповки деталі «Фланець» із титанового сплаву»

Гальченко, Владислав Валерійович
Будь ласка, використовуйте цей ідентифікатор, щоб цитувати або посилатися на цей матеріал: https://er.chdtu.edu.ua/handle/ChSTU/9303
Назва:	«Вдосконалення процесу штамповки деталі «Фланець» із титанового сплаву»
Автори:	Коваленко, Олександр Олексійович Гальченко, Владислав Валерійович
Ключові слова:	Процес штамповки деталі
Дата публікації:	2023
Короткий огляд (реферат):	Тема кваліфікаційної роботи магістра: «Вдосконалення процесу штамповки деталі «Фланець» із титанового сплаву» Виконавець: студент групи мТМ-82 Гальченко Владислав Валерійович. Керівник: к.т.н., доцент Коваленко Олександр Олексійович. Кваліфікаційна робота містить 97 сторінок формату А4, 53 рисунки, 10 таблиць, 43 літературні джерела. Актуальність теми обумовлена тим, що розвиток застосування нової техніки вимагає науково обґрунтованих технологічних рішень, що забезпечують при мінімальній масі виробів їх максимальну надійність і рівень службових властивостей. У конструкціях авіаційних двигунів застосовуються осесиметричні деталі типу фланців, виготовлені, зокрема, зі зварюваних двохфазних титанових сплавів. Розробка технологічних прийомів, спрямованих на підвищення конструктивної міцності виробів з титанових сплавів, може здійснюватися створенням нових способів їх отримання та обробки, або поліпшенням традиційних прийомів на основі комплексного підходу. Тобто, на основі бачення металевого матеріалу як системи, що піддається послідовним технологічним впливам у хімічній, термодинамічній, та механічній взаємодіях своїх складових, що забезпечує безперервність полів напружень у готових виробах. Підвищення конструктивної міцності матеріалів, що застосовуються, що визначається їх опірністю сумі процесів зародження та розвитку тріщин в умовах технологічних та експлуатаційних впливів, може бути забезпечене правильно розробленим технологічним процесом гарячої деформації. Перший розділ присвячено: Стану питання в області гарячого об'ємного штампування титанових поковок; Застосування штампованих фланців, вимоги до матеріалу і деталі; Аналізу методів моделювання деформаційних процесів: стан та перспективи Другий розділ присвячено: Аналізу використаних матеріалів і методиці дослідження. Дослідженню базової технології отримання гарячештампованих титанових фланців Третій розділ присвячено: обгрунтуванню процесу отримання фланців з титанових сплавів методом гарячого об'ємного штампування. Четвертий розділ присвячено Охороні праці та безпеці в надзвичайних ситуаціях; Забезпечення евакуації людей.
URI (Уніфікований ідентифікатор ресурсу):	https://er.chdtu.edu.ua/handle/ChSTU/9303
Розташовується у зібраннях:	131 Прикладна механіка (Технології машинобудування)
Файли цього матеріалу:
Файл	Опис	Розмір	Формат
Гальченко.pdf Restricted Access		2.68 MB	Adobe PDF	Переглянути/Відкрити Запит копії
Показати повний опис матеріалу Перегляд статистики
Усі матеріали в архіві електронних ресурсів захищено авторським правом, усі права збережено.
Extracted text
Міністерство освіти і науки України 
Черкаський державний технологічний університет 
Факультет електронних технологій, автотранспорту та машинобудування 
Кафедра технології та обладнання машинобудівних виробництв 
 
До захисту допущено: 
Завідувач кафедри ТОМВ 
____________Георгій КАНАШЕВИЧ 
«_____»_____________2023р. 
 
Пояснювальна записка 
до кваліфікаційної роботи магістра 
 
на тему: «Вдосконалення процесу штамповки деталі «Фланець» із титанового 
сплаву»  
 
 
Виконав: здобувач 2 курсу, групи мТМ-82 
Спеціальності 131 – «Прикладна механіка» 
Освітня програма – «Технології машинобудування» 
Гальченко Владислав Валерійович  
Керівник: к.т.н., доцент Коваленко Олександр 
Олексійович 
Рецензент: головний конструктор ТОВ МНВК 
«Станко-Груп» м.Черкаси 
Лахно Ігор Олексійович 
 
 
 
 
 
 
Черкаси 2023 р. 
Черкаський державний технологічний університет 
Факультет електронних технологій, автотранспорту та машинобудування 
Кафедра технології та обладнання машинобудівних виробництв 
Освітній рівень  магістерський. 
Спеціальність 131 «Прикладна механіка». 
Освітня програма «Технології машинобудування» 
 
        ЗАТВЕРДЖУЮ: 
        Завідувач кафедри ТОМВ 
 Георгій КАНАШЕВИЧ 
        «       »       ____________2023р. 
 
ЗАВДАННЯ 
на кваліфікаційну роботу магістра 
 
_Гальченку Владиславу Валерійовичу_ 
(прізвище, ім’я, по батькові) 
1. Тема роботи «Вдосконалення процесу штамповки деталі «Фланець» із 
титанового сплаву». 
Керівник  роботи к.т.н., доцент Коваленко Олександр Олексійович 
                                            (прізвище, ім’я, по батькові, науковий ступінь, вчене звання) 
Затверджена наказом Черкаського державного технологічного університету від 
 «10» жовтня 2023р. №271/04 
2. Термін подання здобувачем роботи 05. 12. 2023 р. 
3. Вихідні дані до роботи: Технологія гарячого об’ємного штампування, 
креслення деталі «фланець», завдання з розділу охорона праці 
4. Зміст пояснювальної записки: Стан питання в області гарячого об'ємного 
штампування титанових поковок типу фланець; Методи моделювання 
деформаційних процесів при гарячому об'ємному штампуванні; Використані 
матеріали і методика дослідження. Дослідження базової технології отримання 
гарячештампованих титанових фланців; Науково обґрунтований процес 
отримання фланців з титанових сплавів методом гарячого об'ємного 
штампування; Охорона праці та безпека в надзвичайних ситуаціях.  
5. Перелік графічного матеріал(з точним зазначенням обов’язкових 
креслеників, плакатів, презентацій тощо)_ Тема, мета, задачі; Геометричні 
параметри; Макро- та мікроструктура прутків; Розміри та ступінь усадки; 
Розподіл накопичених деформацій; Поля опору деформацій; Параметри 
процесу формоутворення; Макроструктури зразків; Мікроструктури поковок; 
Поля деформацій; Положення у доопрацьованому штампі; Залежність 
найбільшої та найменшої температури та деформації; Висновки 
6. Керівники з роботи із зазначенням розділів роботи, що їх стосується 
Прізвище, ініціали та посада Підпис, дата 
Розділ 
консультанта завдання видав завдання прийняв 
Розділ 1 Коваленко Олександр Олексійович   
Розділ 2 Коваленко Олександр Олексійович   
Розділ 3 Коваленко Олександр Олексійович   
Розділ 4 Цікановський Володимир Леонідович   
 
7. Дата видачі завдання 04.09.2023 р. 
Календарний план 
№ Назва етапів дипломного  Строк   
Примітка  
з/п роботи  виконання етапів роботи 
1 Збір інформації для написання КРМ 04.09-01.10.2023  
2 Написання І розділу КРМ 02.10.-15.10.2023  
3 Написання ІІ розділу КРМ 16.10 – 24.10.2023  
4 Написання ІІІ розділу КРМ 25.10 – 2.11.2023  
5 Написання розділу з охорони праці 3.11 – 9.11.2023  
6 Оформлення пояснювальної записки 10.11 – 30.11.2023  
7 Оформлення графічної документації 30.11 – 04.12.2023  
8 Захист роботи ___.12.2023р.  
    
    
 
 
 
Здобувач                                       ___________              Владислав ГАЛЬЧЕНКО 
      Підпис       Власне ім’я, ПРІЗВИЩЕ 
 
Керівник                                       ___________           _Олександр КОВАЛЕНКО_ 
      Підпис       Власне ім’я, ПРІЗВИЩЕ 
 
4 
АНОТАЦІЯ 
Тема кваліфікаційної роботи магістра: «Вдосконалення процесу штамповки 
деталі «Фланець» із титанового сплаву» 
Виконавець: студент групи мТМ-82 Гальченко Владислав Валерійович. 
Керівник: к.т.н., доцент Коваленко Олександр Олексійович. 
Кваліфікаційна робота містить 97 сторінок формату А4, 53 рисунки, 10 
таблиць, 43 літературні джерела. 
Актуальність теми обумовлена тим,  що розвиток застосування нової техніки 
вимагає науково обґрунтованих технологічних рішень, що забезпечують при 
мінімальній масі виробів їх максимальну надійність і рівень службових 
властивостей. У конструкціях авіаційних двигунів застосовуються осесиметричні 
деталі типу фланців, виготовлені, зокрема, зі зварюваних двохфазних титанових 
сплавів. Розробка технологічних прийомів, спрямованих на підвищення 
конструктивної міцності виробів з титанових сплавів, може здійснюватися 
створенням нових способів їх отримання та обробки, або поліпшенням традиційних 
прийомів на основі комплексного підходу. Тобто, на основі бачення металевого 
матеріалу як системи, що піддається послідовним технологічним впливам у 
хімічній, термодинамічній, та механічній взаємодіях своїх складових, що 
забезпечує безперервність полів напружень у готових виробах. Підвищення 
конструктивної міцності матеріалів, що застосовуються, що визначається їх 
опірністю сумі процесів зародження та розвитку тріщин в умовах технологічних та 
експлуатаційних впливів, може бути забезпечене правильно розробленим 
технологічним процесом гарячої деформації. 
Перший розділ присвячено: Стану питання в області гарячого об'ємного 
штампування титанових поковок; Застосування штампованих фланців, вимоги до 
матеріалу і деталі; Аналізу методів моделювання деформаційних процесів: стан та 
перспективи 
Другий розділ присвячено:  Аналізу використаних матеріалів і методиці 
дослідження. Дослідженню базової технології отримання гарячештампованих 
титанових фланців 
Третій розділ присвячено: обгрунтуванню процесу отримання фланців з 
титанових сплавів методом гарячого об'ємного штампування. 
Четвертий розділ присвячено Охороні праці та безпеці в надзвичайних 
ситуаціях; Забезпечення евакуації людей.   
5 
ABSTRACT 
The topic of the master's thesis: " Improvement of the stamping process of the 
"Flange" part made of titanium alloy " 
Performer: student of the mTM-82 group Vladyslav Galchenko. 
Leader: candidate of technical sciences, associate professor Oleksandr Kovalenko. 
The qualification paper contains 97 pages of A4 format, 53 figures, 10 tables, and 
42 literary sources. 
The topicality of the topic is due to the fact that the development of the use of new 
technology requires scientifically based technological solutions that ensure maximum 
reliability and level of service properties with a minimum mass of products. In the 
construction of aircraft engines, axisymmetric flange-type parts are used, made, in 
particular, from welded two-phase titanium alloys. The development of technological 
methods aimed at increasing the structural strength of products made of titanium alloys 
can be carried out by creating new ways of obtaining and processing them, or by 
improving traditional methods based on an integrated approach. That is, based on the 
vision of a metal material as a system subject to successive technological influences in 
the chemical, thermodynamic, and mechanical interactions of its components, which 
ensures the continuity of stress fields in finished products. An increase in the structural 
strength of the materials used, which is determined by their resistance to the sum of the 
processes of nucleation and development of cracks in the conditions of technological and 
operational influences, can be provided by a properly developed technological process of 
hot deformation. 
The first section is devoted to: The state of the issue in the field of hot volumetric 
stamping of titanium forgings; Application of stamped flanges, requirements for material 
and details; Analysis of methods for modeling deformation processes: status and 
prospects 
The second section is devoted to: Analysis of the used materials and research 
methodology. Research of the basic technology of obtaining hot-stamped titanium flanges 
The third section is devoted to: justification of the process of obtaining flanges 
from titanium alloys by the method of hot volumetric stamping. 
The fourth chapter is devoted to labor protection and safety in emergency 
situations; Ensuring the evacuation of people. 
6 
Зміст 
Вступ ................................................................................................................................. 8 
Розділ 1. Стан питання в області гарячого об'ємного штампування титанових 
поковок типу фланець ................................................................................................... 10 
1.1 Застосування штампованих фланців, вимоги до матеріалу і деталі ........... 10 
1.2 Актуальність підвищення якості виробів відповідального призначення ... 13 
1.3 Фізико-хімічні та механічні властивості титану та його сплавів ................ 14 
1.4 Класифікація титанових сплавів за еквівалентами алюмінію та молібдену. 
Фазові перетворення в титанових сплавах ................................................................. 15 
1.5 Залежність механічних властивостей деформованих титанових сплавів від 
їх структури .................................................................................................................... 19 
1.6 Природа та механізми деформаційного зміцнення титанових сплавів ...... 22 
1.7 Методи моделювання деформаційних процесів при гарячому об'ємному 
штампуванні ................................................................................................................... 24 
1.7.1 Методи ............................................................................................................ 24 
1.7.2 Теоретичні методи моделювання деформаційних процесів: стан та 
перспективи .................................................................................................................... 25 
Висновок до розділу 1............................................................................................... 28 
Розділ 2. Використані матеріали і методика дослідження. Дослідження базової 
технології отримання гарячештампованих титанових фланців ............................... 30 
2.1 Загальна характеристика титанових сплавів ВТ20 та ОТ4–1 ...................... 30 
2.2 Методи експериментальних досліджень, механічних випробувань, 
застосовувані прилади та обладнання ......................................................................... 32 
2.3 Дослідження базових технологічних процесів гарячого об'ємного 
штампування фланця. Вихідні напівфабрикати та застосоване обладнання .......... 35 
2.4 Вплив базового технологічного процесу на структуру та властивості 
матеріалу штампованих поковок фланців .................................................................. 43 
2.5 Вплив параметрів деформації на співвідношення міжзеренного та 
внутрішньозеренного механізмів ................................................................................ 46 
 
7 
2.6 Вплив температури нагріву та процесу охолодження заготовок на процес їх 
деформації ...................................................................................................................... 51 
Висновок до розділу 2............................................................................................... 54 
Розділ 3. Науково обгрунтований процес отримання фланців з титанових сплавів 
методом гарячого об'ємного штампування ................................................................ 57 
3.1 Вплив ступеня попередньої деформації заготовки на характер 
формоутворення поковки у штампі ............................................................................. 57 
3.2 Особливості формоутворення штампованих поковок фланців без додаткових 
технологічних напусків ................................................................................................ 63 
3.3 Параметри технологічного процесу та узагальнені залежності поведінки 
металу, що деформується в процесі формоутворення фланців ................................ 66 
Висновок до розділу 3............................................................................................... 70 
Розділ 4. Охорона праці та безпека в надзвичайних ситуаціях ............................ 73 
4.1Забезпечення евакуації людей ............................................................................ 73 
4.1.1 Загальні положення ....................................................................................... 73 
4.1.2 Евакуаційні виходи ....................................................................................... 74 
4.1.3 Евакуаційні шляхи ......................................................................................... 77 
4.1.4 Евакуація по сходах і сходових клітках ...................................................... 81 
4.2 Основні інженерно-технічні засоби захисту від пожежі .............................. 85 
4.2.1 Автоматичні установки пожежогасіння та пожежної сигналізації .......... 85 
4.2.2 Протипожежне водопостачання для зовнішнього та внутрішнього 
пожежогасіння ............................................................................................................... 86 
4.2.3 Протидимний захист ..................................................................................... 87 
4.2.4 Системи оповіщення про пожежу та управління евакуацією людей ....... 87 
Загальні висновки ...................................................................................................... 89 
Список використаної літератури ................................................................................. 93 
 
  
8 
Вступ 
Розвиток застосування нової техніки вимагає науково обґрунтованих 
технологічних рішень, що забезпечують при мінімальній масі виробів їх 
максимальну надійність і рівень службових властивостей. У конструкціях 
авіаційних двигунів застосовуються осесиметричні деталі типу ступиць і фланців, 
виготовлені, зокрема, зі зварюваних двохфазних титанових сплавів. Розробка 
технологічних прийомів, спрямованих на підвищення конструктивної міцності 
виробів з титанових сплавів, може здійснюватися створенням нових способів їх 
отримання та обробки, або поліпшенням традиційних прийомів на основі 
комплексного підходу. Тобто, на основі бачення металевого матеріалу як системи, 
що піддається послідовним технологічним впливам у хімічній, термодинамічній, та 
механічній взаємодіях своїх складових, що забезпечує безперервність полів 
напружень у готових виробах. Підвищення конструктивної міцності матеріалів, що 
застосовуються, що визначається їх опірністю сумі процесів зародження та 
розвитку тріщин в умовах технологічних та експлуатаційних впливів, може бути 
забезпечене правильно розробленим технологічним процесом гарячої деформації. 
Як процес, гаряче об'ємне штампування характеризується високою 
складністю через активність і нерівномірність викликаних високим рівнем енергії 
деформованого матеріалу теплових і фазових процесів. Щодо титану та його 
сплавів, ця нерівномірність посилюється значною (2835,4 Дж/моль) прихованою 
теплотою перетворення (α+β)↔β у титані, яка може викликати невідповідність 
картини деформаційного опрацювання та фазового складу матеріалу поковки 
заданим вимогам. Для забезпечення заданих службових властивостей готової 
деталі слід передбачати реакцію металевого матеріалу на вплив на нього 
деформаційної, термічної та іншої обробки. 
Дослідження проводилися на прикладі виготовлення осесиметричної 
штампованої поковки фланець із середньоміцного псевдо-α - титанового сплаву 
ВТ20 і псевдо-α - сплаву підвищеної пластичності ОТ4-1. 
Стандарти визначають, що поковки досліджуваного типу можуть виходити 
як звичайним, так і ізотермічним штампуванням. Однак в умовах реального 
 
9 
виробництва застосування останньої не завжди доцільне через високу вартість і 
трудомісткість виготовлення та переналагодження оснастки. Виникає необхідність 
виробляти поковку заданої якості в одноджерельних штампах. 
Мета дослідження полягає у вдосконаленні науково обґрунтованого процесу 
виготовлення поковок осесиметричних фланців зі сплавів ВТ20 та ОТ4–1 методом 
одноджерельного гарячого об'ємного штампування, з умовою забезпечення якісної 
тріщиностійкої структури поковок. 
Для досягнення мети вирішувалися такі завдання: 
- оцінка геометрії осесиметричних фланців з точки зору їх бездефектного 
отримання гарячим об'ємним штампуванням в одноджерельних штампах; 
- вивчення взаємозв'язку напружено-деформованого стану та температурно-
швидкісних факторів у процесі формоутворення зі структурою та властивостями 
матеріалу одержуваних поковок; 
– вивчення можливостей управління структурою та властивостями 
досліджуваних поковок при отриманні їх гарячим об'ємним штампуванням; 
– знаходження найкращих режимів попереднього фасонування заготовок та 
деформування заготовки у штампі; 
– аналіз методики розробки технологічних процесів гарячого об'ємного 
штампування поковок з титанових сплавів ВТ20 і ОТ4–1, що дозволяє 
прогнозувати поведінку готової деталі в процесі експлуатації, та керувати 
процесами, що відбуваються в металевому матеріалі, з метою досягнення 
необхідного заданих характеристик; 
– вдосконалення науково обґрунтованих процесів штампування поковок типу 
фланець. 
Об'єктом дослідження є процес отримання якісної тріщиностійкої 
деформованої структури (α+β) – титанових сплавів ВТ20 та ОТ4–1 на прикладі 
одноджерельного гарячого об'ємного штампування осесиметричних фланців., 
предметом - процес формування бездефектних виробів, шляхом керування 
технологічними режимами поковок. 
 
10 
Розділ 1. Стан питання в області гарячого об'ємного штампування 
титанових поковок типу фланець 
1.1 Застосування штампованих фланців, вимоги до матеріалу і деталі 
Поширеним типом деталей відповідального призначення, одержуваних за 
допомогою обробки металів тиском (ОМТ), є осесиметричні поковки типу фланців, 
загальний вигляд яких представлений на рис.1. 
У галузі газотурбобудування для одержання подібних деталей часто 
застосовуються середньоміцний псевдо-α - титановий сплав ВТ20 і псевдо-α - сплав 
підвищеної пластичності ОТ4-1 [1, 2, 3]. Деталь типу фланець працює у складі 
авіаційних (літакових, вертолітних) і ракетних двигунів, сприймаючи високі 
знакозмінні навантаження, вібрацію, високий внутрішній тиск (фланці), та інші 
експлуатаційні фактори (підвищені температури, контакт з хімічно активними 
середовищами тощо).  Деталі типу фланець широко застосовуються в різних 
зразках сучасної цивільної та військової техніки. 
Фланці можуть з'єднуватися з суміжними деталями як за допомогою роз'ємних 
(частіше болтових, шліцевих) з'єднань, так і лазерним або іншим зварюванням. 
Відповідно, виникають своєрідні вимоги до конфігурації деталей та напрямку 
волокон їхнього матеріалу в зоні торців фланців. Так, якщо для приєднаних до 
суміжних деталей переважно зварюванням фланців необхідною умовою 
формування якісного зварного шва є перпендикулярність волокон чистової деталі 
у зоні торців площини роз'єму. Основні геометричні параметри деталі типу 
фланець наведені на рис. 1. Чисельно охарактеризувати геометрію деталі типу 
фланець можна за допомогою відношення їх висоти до максимального діаметра та 
діаметра нижнього торця, що характеризує їх як клас (табл. 1.). 
11 
 
Рис. 1. Основні геометричні параметри деталі фланець 
 
Рис. 2. Розріз поковки фланця 
Таблиця 1. Співвідношення основних геометричних розмірів фланців 
Співвідношення розмірів (заокруглено до 0,1) Найбільший 
 
діаметр 
Dmax/Dmin Dmax/Нзаг. Dmax/ Ннижн. торця (Dmax.) 
1,4 3,0 2,6 194 
Важливим завданням при виготовленні поковок є відповідність кінцевих 
деталей мінімальної маси вимог експлуатації, що передбачає високочастотну 
вібрацію при знакозмінних навантаженнях [4]. Матеріал поковки повинен мати 
щільну тріщиностійку [5...9] структуру, готова деталь не повинна містити 
перерізаних волокон, їх напрямок повинен відповідати її конфігурації [9...13]. 
12 
Для забезпечення заданої конструктивної міцності та надійності експлуатації 
[4, 7, 8, 14], одержувані деталі повинні володіти високими показниками в'язкості 
руйнування (K1C, [15…17]), малоциклової втоми (МЦВ, [17]) та низькою 
швидкістю розвитку втомної тріщини (ШРВТ, [17]). Ці показники об'єднані в 
термін «тріщиностійкість», який нині є стандартним. 
Застосовувані технологічні процеси недостатньо забезпечують відповідність 
напрямку волокна поковки заданому. На рис. 2 видно, що напрямок показаний 
лініями Лагранжа переважних накопичених деформацій слабо відповідає профілю 
чистових деталей, і у випадку фланця не перпендикулярні лінії роз'єму. 
Це означає, що схема побудови технологічного процесу гарячого об'ємного 
штампування спочатку були розроблені неправильно, без урахування особливостей 
геометрії та умов експлуатації готових деталей. 
Важливо забезпечити в процесі деформації баланс рекристалізаційних та 
фазових перетворень, підвищуючи характеристики міцності і тріщиностійкість 
матеріалу поковки. Оскільки тріщини розвиваються переважно за межами зерен і 
субзерен, їх збільшення відбувається стрибкоподібно, на визначальну розміром 
зерен і субзерен величину [5, 7, 15, 16]. Виходячи з цього, конструктивна міцність 
металевих матеріалів може бути підвищена шляхом створення такого їхнього 
структурного стану, яке забезпечило б максимальну однорідність поглинання 
енергії при заданих умовах навантаження [7], тобто шляхом підвищення 
однорідності матеріалу поковки. 
Найкраща якість структури [11, 21] вихідної заготовки забезпечується її 
попередньою деформацією, а тому для отримання штампованих поковок з 
титанових сплавів зазвичай використовуються ковані [22] та катані [23] прутки. 
Досягнуту деформацією анізотропність матеріалу поковок слід 
використовувати для підвищення службових властивостей одержуваної деталі у 
складі кінцевого виробу. Побудова науково обґрунтованого процесу гарячого 
об'ємного штампування деталей із титанових сплавів неможлива без урахування 
процесів, що відбуваються в матеріалі поковок у процесі нагрівання, деформації та 
13 
післядеформаційного охолодження [24]. Тому наступний розділ присвячений 
аналізу характеристик титанових сплавів, які застосовуються. 
1.2 Актуальність підвищення якості виробів відповідального 
призначення 
З урахуванням реології матеріалів та ступеня відповідальності деталей 
газотурбінних двигунів та інших відповідальних виробів, може бути заздалегідь 
визначений не тільки доцільний вигляд та спосіб їх отримання, а й кращі параметри 
відповідних технологічних процесів. Залежно від концепції позиціонування 
підприємства над ринком здійснюється вибір переваг на рівні вимог до 
характеристик і ціни готової продукції, потім – до процесів її розробки та 
виробництва, супроводу життєвого циклу продукції (рис. 3). З обраних переваг 
проводиться розробка переваг для обгрунтованого прийняття управлінських 
рішень [25…28]. 
Обґрунтування технологічних рішень на кожному наступному кроці не 
повинно суперечити логіці попередніх рішень, інакше синергетична спадковість 
металевого матеріалу зведе їх позитивний ефект нанівець. Базис відповідальності 
виробленої продукції повинен визначати отримання домінуючого цільового 
параметра - якості, витрат, продуктивності і т.д. 
На етапі металургійного переділу, виробничої системи може мати такий 
вигляд. Залежно від ступеня відповідальності деталі визначається один з базисів 
(A, B, S, [25…27]) ймовірності забезпечення заданого цільового параметра (одного 
або декількох) матеріалу готових деталей, наприклад – міцність, робота розвитку 
тріщини, розмір і тип зерна, і. т. д. (рис. 3). Стосовно деталей фланець - головним 
цільовим параметром поряд із заданим рівнем характеристик міцності слід 
визначити високі параметри тріщиностійкості, що визначаються в основному 
структурою їх матеріалу. 
Відповідно до заданого цільового параметра на основі бази реологічних даних, 
що розробляється, може бути визначений набір технологічних характеристик 
процесу отримання готової деталі. Наприклад: кування або штампування, за 
зниженої або нормальної температури, в ізотермічних або простих умовах, і т.д. 
14 
 
Рис. 3. Побудова виробничої системи, спрямованої забезпечення 
максимального значення цільового параметра. 
Невелика частка витрат, що припадають на заготівельні операції, зокрема, 
гарячу деформацію заготовок, відкриває широкі можливості побудови 
технологічних процесів виготовлення деталей та кінцевих виробів відповідно до 
базису відповідальності. Виходячи з викладеного, актуальним є відшукання 
синергетичних залежностей [7] параметрів технологічних переділів, та управління 
властивостями матеріалу заготовок та кінцевих деталей (виробів) [24]. 
1.3 Фізико-хімічні та механічні властивості титану та його сплавів 
Сплави титану мають високу питому міцність, при температурах 300 ... 600 0С 
випереджаючи сталі і нікелеві сплави [1, 23]. Недоліком титанових сплавів є їхня 
підвищена чутливість до концентраторів напруг, через що у виробах з них слід 
забезпечувати підвищену якість поверхні, збільшені радіуси переходів по перерізах 
тощо [3, 24]. Відповідно, постає питання забезпечення в процесі гарячої деформації 
тріщиностійкої структури матеріалу поковок. 
Високотемпературна обробка ускладнюється поліморфізмом титану, що існує 
у вигляді α-фази з гексагональною щільноупакованою (г.щ.у.) граткою з періодами 
а=0,29503 нм, с = 0,46831 нм [25], або у вигляді β-фази з кубічною об'ємно-
центрованою граткою (о.ц.к.) з періодом а= 0,332 нм при 20 0С, а = 0,3282 нм при 
900 0С [23, 25, 26]. Деформацію сплавів титану ускладнюють їх схильність до 
налипання на інструмент і низька теплопровідність [16, 23]. 
15 
Висока хімічна активність при підвищеній температурі змушує будь-яку 
високотемпературну (понад 250...300 0С [1], і особливо - понад 550 ... 600 0С [10, 
27, 28] обробку титанових сплавів проводити у вакуумі, атмосфері інертних газів 
[28] або із застосуванням захисних покриттів [29]. В іншому випадку 
газонасичення та поверхневе окислення титану згубно відбивається на його 
міцності та пластичних властивостях [30, 31]. 
За рівнем механічних властивостей титанові сплави, що деформуються, 
поділяють на підвищеній пластичності - маломіцні, середньої пластичності - 
середньоміцні, і малопластичні - високоміцні, а за умовами застосування – на 
кріогенні, жароміцні, і підвищеної корозійної стійкості [23, 26]. Широко 
застосовуються сплави титану з алюмінієм, хромом, молібденом, ванадієм, 
марганцем та іншими елементами, що мають великий вплив на перебіг його 
фазових перетворень [18, 26]. Відповідно, маючи різний хімічний та фазовий склад, 
сплави можуть зміцнюватись або не зміцнюватися термічно. 
1.4 Класифікація титанових сплавів за еквівалентами алюмінію та 
молібдену. Фазові перетворення в титанових сплавах 
За здатністю термічно зміцнюватися титанові сплави поділяють на зміцнювані 
та незміцнювані, а за структурою у відпаленому стані – на α–, псевдо–α, (α+β)–, 
перехідного класу, псевдо–β та β– сплави [18, 32, 33 ]. Класифікаційна діаграма 
титанових сплавів від типу їхнього легування наведена на рис. 3 [32]. 
У титанових сплавах первинною приймають фазу β, а фазу α і всі інші фази 
вважають вторинними. Вплив легуючих елементів на міцність та пластичність 
титанових сплавів відображено на рис. 4 [33, 34] 
 
16 
Рис. 4. Узагальнений класифікатор титанових сплавів 
1) α-сплави; 2) псевдо-α - сплави; 3) (α + β) - сплави; 
4) перехідного класу; 5) псевдо-β-і β-і сплави. 
Комплекс характеристик титанових сплавів в основному визначається 
поєднанням α- та β-легування. Деформація та пов'язані з поліморфізмом титану 
фазові перетворення надають вирішальний вплив на формування структури та 
властивостей його сплавів, включаючи показники тріщиностійкості, а як головний 
спосіб їх забезпечення в цій роботі розглядається науково обґрунтоване управління 
деформаційними процесами. 
Ступінь α– легування титанових сплавів оцінюється за «Алюмінієвим 
еквівалентом» Розенберга [1, 23, 32], який відображає схильність до виділення в 
титанових сплавах α2-фази Ti3Al [32]: 
Alекв. = Al + Sn/3 + Zr/6 + 4Si + 10 (O + 2C + 3N) (1), 
де: Al, Sn, Zr, Si, O, C, N – вміст елементів % мас. 
α– стабілізатори (Al, O, N) – елементи, що підвищують температуру 
поліморфного (α+β)↔ β перетворення Тп.п. [32, 34]. У технічному титані 
поліморфне перетворення протікає за температури Тп.п. ≥ 882,50С [26]. 
Зважаючи на крихку дію азоту і кисню, з α-стабілізаторів цільовим чином 
застосовується лише алюміній (рис. 3), який зменшує щільність і схильність 
сплавів до водневої крихкості, підвищує конструктивну міцність і тріщиностійкість 
[1, 5, 33]. Сплави із стійкою α– структурою (при Alекв. > 9 %) термічною обробкою 
не зміцнюються [1, 23, 32]. 
Ступінь β – легування оцінюється за еквівалентним вмістом молібдену [1, 23, 
32]: 
Моекв.=Мо+ Та/4+ Nb/3,3 + W/2 + V/1,4 + Cr/0,6 + Mn/0,6 + 2Fe + Ni/0,8 (2), 
де: Мо, Та, Nb, W, V, Cr, Mn, Fe, Ni – вміст елементів % мас. 
Молібденовий еквівалент Моекв. відображає активність мартенситного 
перетворення у процесі охолодження з температури початку мартенситного 
перетворення Мн до температури кінця Мк [30]. Також застосовують відносний 
коефіцієнт β-стабілізації Кβ, пов'язаний з еквівалентом за молібденом як [30]:  
17 
Кβ = Моекв. / 11 (3). 
Розділяють ізоморфні (Mo, V, Ni, Ta та ін.) та евтектоїдоутворюючі β–
стабілізатори (Cr, Mn, Cu та ін.). Перші знижують температуру переходу (α+β)↔ β 
[1, 23, 32], підвищують міцність та жароміцність титанових сплавів, дещо 
знижуючи їх пластичність (рис. 3). Сплави зі структурами (α+β) і псевдо-β 
зміцнюються шляхом загартування та подальшого старіння [1, 23, 32]. Другі 
утворюють з титаном інтерметаліди типу TiХ і викликають при охолодженні β– 
фази евтектоїдне перетворення β↔(α+TiХ), підвищуючи міцність, але знижуючи 
пластичність сплаву. 
Рідкоземельні елементи (Zr, Sс) мало впливають на температуру поліморфного 
перетворення (α+β)↔β та фазовий склад титанових сплавів, але подрібнюють їхню 
структуру [18, 26, 34]. Вплив легуючих елементів на міцність та пластичність 
титанових сплавів відображена на рис. 4. 
Поліморфне (α+β)↔β – перетворення може відбуватися двома шляхами [16, 
34, 35]. А саме: при повільному охолодженні – за дифузійним механізмом з 
утворенням твердого α– розчину, а при швидкому – за механізмом гарту з 
утворенням голчастої структури α', або при більшій легованості – різноспрямованої 
структури α” [35, 36]. Будова α–, α’–, та α”– структур однотипно (г.п.у.), проте α’– 
і, особливо, a”– грати сильно спотворені, тим більше, чим сильніша концентрація 
легуючих елементів. При старінні з α'- і α'- фаз утворюється β- фаза і виділяються 
гексагональні ω- фази [36, 37] TiХ з періодами 
 
викликають напруги другого і третього роду, і тим самим провокують процеси 
тріщиноутворення [8, 13, 15]. 
Таким чином, термічну обробку двофазних сплавів титану можна проводити 
охолодженням з β-області з дисперсійним твердінням α (α', α”)– та β (ω)– фаз, або 
ж загартуванням з (α+β)– області з отриманням мартенситної α– структури [1, 23, 
26]. На відміну від мартенситу вуглецевих сталей, що є фазою впровадження і 
відрізняється високою твердістю і крихкістю, - мартенсит є фазою заміщення, і 
18 
тому загартування сплавів титану не дає великого зміцнення і різкого зниження 
пластичності [1, 23, 26]. 
 
Рис. 5. Вплив легуючих елементів на міцність та пластичність титанових 
сплавів 
Залежно від швидкості охолодження з температур Мн … Мк, можуть бути 
отримані 4 типи металографічних структур. Відповідно, розрізняють 4 групи 
титанових сплавів [1, 26, 36]. 
У першу групу входять α– та псевдо–α– сплави з концентрацією β– 
стабілізаторів ≤С1 (рис. 4), при загартуванні з β– області утворюють виключно α' 
(α'') – структуру [12, 26]. Після загартування цих сплавів з температур (α+β) області 
в інтервалі від Тп.п. до Т1, їх структура є еклектикою α (α', α”)– і β– фаз, а після гарту 
з температур нижче Ткр вони мають структуру (α+β) [23, 26, 36] (рис. 4). 
Другу групу складають сплави з концентрацією легуючих елементів С1 ... Скр 
(рис. 4), у яких при загартуванні з температур від Тп.п до Ткр мають структуру 
α'(α”)+β, а з температур нижче Ткр – (α +β) [23, 26, 36]. 
Загартування сплавів третьої групи – перехідного класу та псевдо–β– сплавів 
із вмістом β– стабілізаторів від Скр до С2 з температур β– області (з температур від 
Т п.п до Т2) супроводжується перетворенням частини β– фази на фазу ω, утворюючи 
структуру ( α+β+ω) [23, 26, 36]. Важливо, що перетворення β→(β+ω) відбувається 
не тільки при загартуванні, а й при старінні таких і більш легованих сплавів [23, 26, 
36]. Присутність ω-фази завжди небажано, як викликає сильне охрупчування [32, 
36, 37]. 
19 
 
Рис. 6. Зміна фазового складу сплавів «Ti-β-стабілізатор» залежно від 
швидкості охолодження при загартуванні з β-області 
Сплави четвертої групи - β-сплави - після гарту з температур вище Тп.п мають 
виключно β-структуру, а з температур нижче Т п.п - (α + β) - структуру [23, 26, 36]. 
1.5 Залежність механічних властивостей деформованих титанових 
сплавів від їх структури 
Тип і параметри структури впливають на механічні властивості титанових 
сплавів, ніж коливання хімічного складу в межах технічних умов. Поділяють 
глобулярну, пластинчасту, голчасту та корзинкового плетіння структури [5, 8, 35], 
(рис. 6, [22, 38…43]). 
 
Рис. 7. Основні типи структур титанових сплавів 1, 2) – глобулярна; 3.) - 
Пластинчаста; 4) - Голчаста; 5, 6) - Кошикові 
20 
Глобулярна структура (рис. 5, поз. 1, 2) – утворена первинною α– фазою, що 
виникає у (α+β) та псевдо–α – сплавах (ВТ20, ОТ4–1) у процесі поліморфного 
перетворення (α+β)↔ β. Розмір виділень α-фази позначається як b1, об'ємна частка 
частинок α-фази - як γα, а розмір вихідних β-зерен - як D [44]. 
Пластинчаста та голчаста структура (α+β)- сплавів і псевдо-α - сплавах (рис. 5, 
поз. 3 і 4) утворюються при охолодженні (α+β)- твердого розчину нижче Тп.п. і 
характеризується розміром вихідних β-зерен D, розміром α- колоній d, товщиною 
пластин α-фази b1, товщиною пластин вторинної α'-фази b2, а також об'ємною 
часткою первинної α-фази γα [35]. 
Кошикова структура (рис. 5 поз. 5, 6) характеризується розміром вихідних β-
зерен D і товщиною α-фази b1. При корзинковому плетінні немає чітких меж α- 
колоній, проте можна визначити середній поперечний розмір колоній паралельних 
α-пластин [35]. 
Найбільш пластичні глобулярна та кошикова структури [34, 35]. Пластичність 
сплавів із пластинчастою структурою падає з підвищенням вмісту β–стабілізаторів 
та укрупненням зерна [34, 35]. Подрібнення глобулярної структури та зменшення 
товщини їх субструктурних пластин - пластин підвищує міцність, пластичність і 
ударну в'язкість, наближаючи їх до показників пластинчастої структури [32, 34, 35, 
45]. 
При виборі умов пластичної деформації титанових сплавів слід враховувати 
виключно швидке (в десятки разів) зростання розмірів зерна при переході в β-
область (зазвичай >0,2 мм), і - неоднорідний розподіл домішок кисню, азоту та β-
стабілізаторів по межах зерен [39]. Щоб уникнути зростання зерна, температура 
може бути вищою за температуру рекристалізації, але не вищою за температуру 
переходу (α+β)↔β Тпп [18, 40]. При цьому - фаза виділяється при повільному 
нагріванні і створює прошарок по межах зерен, в той час як фаза - виділяється при 
прискореному охолодженні [38, 34]. 
Взаємозв'язок вмісту β-стабілізуючих елементів, термічної обробки та 
структури титанових сплавів представлений на рис. 7 [34]. 
21 
 
Рис. 8. Взаємозв'язок вмісту β-стабілізуючих елементів, термічної обробки та 
структури титанових сплавів 
(I – нагартований стан; II – відпалений стан) 
Насичена α– пластинами структура, подібно до ізотропного кристала, 
деформується за механізмом ковзання [37]. Зменшення товщини пластин різко 
підвищує опір деформації, і вплив товщини пластин - фази на пластичність у 100 
разів більше, ніж розміру - зерна, і в 10 разів більше, ніж розміру - колоній [35]. 
Найкраща пластичність (α+β) - сплавів відповідає мінімальному розміру - колоній 
(30 ... 50 мкм) і - пластин (3,0 ... 3,5 мкм) [35]. 
Навпаки, падіння пластичності тим більше, що вища температура нагрівання 
у процесі попередньої деформації чи отжига, тобто більше вихідна мікрохімічна 
неоднорідність [4, 7, 36, 38]. Виходячи з цього, у процесі деформації слід 
утримувати матеріал кування від надмірного деформаційного розігріву та значного 
перевищення Тп.п. 
Важливо, що деформація титанових сплавів з (α+β)- структурою починається 
з формозміни менш міцної фази, і тільки після того, як напруга течії в ній 
зрівняється з напругою перебігу сусідніх фаз, вони втягуються в загальний 
деформаційний процес [18, 38]. Структура заготовки сильно впливає однорідність 
її деформації і величину локальних деформаційних розігрівів. Подрібнення зерна 
та наявність α-фази в структурі уповільнює зростання β-зерен і перешкоджає 
розвитку β-крихкості [36]. Тому однією з умов забезпечення високої 
22 
тріщиностійкості двофазних титанових сплавів є закінчення їхньої пластичної 
деформації в інтервалі (α+β) – стану [35, 36]. 
1.6 Природа та механізми деформаційного зміцнення титанових 
сплавів 
Гаряча пластична деформація дозволяє, значною мірою, керувати структурою 
та властивостями поковок та готових деталей з титанових сплавів, викликаючи 
конкуруючі між собою процеси зміцнення та розміцнення деформованого 
матеріалу [47, 49, 50]. Залежно від співвідношення цих процесів гаряча деформація 
протікає за різними схемами і дає різні результати [22, 18, 25]. 
Виділяють два основні види зміцнення при гарячій пластичній деформації – 
структурне та фазове. У титанових сплавах зі своїми активними фазовими 
перетвореннями ці види зміцнення відбуваються невідривно один від одного, 
визначаючи їх структуру та властивості [18, 22, 28]. У свою чергу, деформаційне 
зміцнення сплавів можна поділити на механічне (подрібнення зерна, нагартовка), 
кристалографічне (створення текстури), та фізико-хімічне (розпад твердого 
розчину). 
Відповідно до закону зростання ентропії [12], деформаційне зміцнення є 
вимушеним процесом і відображає викликане зовнішнім впливом зростання 
нерівноважності системи [4]. Дислокаційне зміцнення визначається досягнутою в 
процесі деформації щільністю дислокацій, зростаючи до деякого критичного 
значення [49, 50, 51]. 
Вихідним станом термообробки титанових сплавів приймається високий 
відпал (Т≥0,5Тпл [K]), після якого вони містять 1012 м-2 дислокацій, в основному по 
межах зерен та фаз [20]. Взаємодіючи один з одним, домішковими атомами, 
межами тощо, дислокації множаться і утворюють скупчення із середнім розміром 
осередку від 1,0 до 3,0...10,0 мкм [21], причому щільність дислокацій на кордонах 
приблизно на порядок вище середньої за об’ємом зерна [21]. 
Енергія нагартовки тим більше, чим дрібніша структура поковки, що пояснює 
різке зростання опору деформації при скороченні розмірів α– пластин та їх колоній, 
що ускладнює отримання такої структури [35]. Зі збільшенням ступеня деформації 
23 
метал вичерпує запас пластичності, і починається процес зародження, зростання та 
розмноження тріщин, що призводить до його руйнування [31], що полегшується 
виходом на поверхню великої кількості дислокацій [36, 23]. 
У титані процеси ковзання та двійникування протікають паралельно при 
температурах ≤ 0,27…0,30 Тпл [44, 51] та через локальний деформаційний розігрів 
супроводжуються фазовими перетвореннями. Двійникування, що являє собою 
поворот вузлів решітки однієї частини кристала в симетричне положення іншої 
його частини [19, 20], можна розглядати як псевдоподрібнення зерна, оскільки 
двійникові межі гальмують процеси ковзання, чим пояснюють високий коефіцієнт 
деформаційного зміцнення титанових сплавів [34, 25]. 
Зазвичай у зерні спостерігається 2…3 системи двійників, які можуть як 
зупинятися біля кордонів, і перетинати їх [34, 35, 36]. Зокрема, у зонах 
максимальних зсувних деформацій спостерігається двойник β-структури (рис. 8). 
Очевидно, така структура формується в момент, коли накопиченої енергії 
матеріалу поковки все ще недостатньо для протікання поліморфного перетворення 
(α+β)↔β, і передує α→α', α'→α'' і α'→ ω– перетворенням [ 22, 38, 39]. 
Таким чином, пластична деформація титанових сплавів протікає за участю 
різних механізмів, що вступають у дію при досягненні характерної для кожного 
енергії активації. Так, при 0,27…0,3Тпл основними механізмами є ковзання та 
двійникування. Вище 0,27...0,3Тпл активізуються рекристалізаційний і розчинно-
осаджувальний механізми, а двійникування і ковзання змінюються дифузійними 
явищами [29, 31]. З перевищенням 0,7Тпл активно діють лише дифузійні міжзеренні 
механізми [19, 21]. 
На основі проведеного аналізу нижче розглянуто вплив параметрів гарячого 
об'ємного штампування на структуру (включаючи текстуру) та властивості поковок 
та кінцевих чистових деталей. 
 
24 
 
Рис. 9. Двійникування α – фази у сплаві ОТ4–1 (× 500) 
1.7 Методи моделювання деформаційних процесів при гарячому 
об'ємному штампуванні 
Залежно від специфіки розв'язуваної задачі при визначенні параметрів 
пластичної деформації знаходять застосування різні теоретичні та 
експериментальні методи. Незалежно від природи методу, при постановці 
математичної задачі [56, 91, 92, 100…103] та проведенні та обробці вимірювань [82, 
94, 102…105], приймаються припущення та спрощення картини деформаційного 
процесу. 
1.7.1 Методи  
Експериментальні методи моделювання процесів ОМТ можна розділити на 
свої межі доцільного застосування групи: 
– геометричні – ділільні сітки, багатошарові моделі та муарові смуги, метод 
відбитків, застосування модельних матеріалів; 
– тензометричні – спеціальні покриття, механічні, оптичні та електричні 
датчики; 
– інтерферометричні – оптично чутливі покриття; 
– структурно-спадкові – вимірювання твердості, аналіз ліній ковзання, макро 
– та мікроструктури, рентгенографія. 
25 
Особливе місце займають такі традиційні методи, як аналіз макро- та 
мікроструктури [12, 21], вимірювання твердості, а також механічні випробування, 
що дають можливість оцінки результатів впливу обробки тиском на структуру та 
властивості матеріалу поковки та кінцевої деталі. 
1.7.2 Теоретичні методи моделювання деформаційних 
процесів: стан та перспективи  
Застосування теоретичних методів моделювання процесів ОМТ суттєво 
скорочує витрати на освоєння нових технологічних процесів. Основні їх 
включають [4…12]: 
- Вирішення диференціальних рівнянь спільно з рівнянням пластичності; 
– метод ліній ковзання; 
– метод опору матеріалів пластичним деформаціям; 
- Метод верхньої оцінки; 
- Метод балансу робіт; 
- Метод кінцевих елементів (МКЕ). 
Метод ліній ковзання дозволяє визначати параметри деформації в обсязі 
формозмінюваного тіла, але його недоліком є наближеність результатів обчислень 
через спрощеність прийнятих параметрів осередку деформації. 
Метод розв'язання рівнянь рівноваги та пластичності застосуємо для аналізу 
силового режиму низки найпростіших завдань формозміни, але не придатний для 
вирішення їх в об’ємі деформованого тіла. 
Метод опору матеріалів пластичним деформаціям відрізняє різноманітність 
розв'язуваних завдань, наочність і доступність реалізації, але його недоліком є 
наближеність результатів внаслідок використання екстремальних даних [10, 12, 
13]. 
Методи верхньої оцінки та балансу робіт обмежують локальність 
застосування та недостатні через прийняті припущення точність [10, 12, 13, 17]. 
Дослідження пластичного протікання металевих матеріалів ставляться до 
найскладніших завдань математичного аналізу, котрим повна математична модель 
містить 15 інтегральних і диференціальних рівнянь [10, 12, 17]. Трудомісткість 
26 
математичних обчислень до моменту поширення ЕОМ обмежувало їх застосування 
моделюванням процесів прокатки та найпростіших кувальних операцій; при цьому 
велика кількість припущень знижувала достовірність одержаних результатів. Зараз, 
коли трудомісткість обчислень не є перешкодою у застосуванні, широкі 
можливості та універсальність визначили найбільше поширення МКЕ. 
Метод кінцевих елементів (МКЕ) є універсальним методом вирішення задач 
механіки твердого тіла, що деформується [11]. У МКЕ розглянуту область 
розбивають на ряд підобластей - кінцевих елементів (КЕ), замінюючи механіку 
континууму дискретною механікою, і на базі загальних вузлових точок КЕ будують 
апроксимації шуканих функцій в досліджуваній області [11]. 
У міру збільшення різниці в результатах розрахунків, поковка розбивається на 
дрібніші КЕ, при малій зміні результатів розрахунків їх укрупнюють. Число 
невідомих у потрібній функції визначається розміром КЕ та числом ступенів 
свободи їх вузлових точок. Тобто, збільшити точність рішення можна шляхом 
збільшення числа КЕ або числа вузлових точок, тобто числа ступенів свободи для 
кожного з них [11]. 
Через параметри вузлових змінних і апроксимуючих функцій, що вводяться 
при кінцево-елементному розбитті - визначають невідомі кінематичні величини – 
вузлові швидкості та зміщення [11]. Складаються рівняння розподілу зсувів 
(швидкостей) усередині елементів, і далі розраховується розподіл деформацій 
усередині них. Аналогічно проводиться розрахунок полів напруження, 
температури і т.д. 
Диференціальні рівняння у приватних похідних для послідовності вузлів 
замінюють системами рівнянь алгебри, а спеціальні функціонали – функціями 
вузлових змінних; сукупність постановки та вирішення цих крайових завдань 
складає суть механізму МКЕ. При цьому параметри вибору елементів та 
розрахункових функцій визначаються критерієм збіжності [11]. 
Локальність забезпечує такі переваги МКЕ як можливість вільного вибору 
вузлових точок, довільна форма області та граничних умов, а також використання 
стандартних програмних засобів для цілого класу завдань. Для кожного кінцевого 
27 
елемента розраховуються температура, напрямок та швидкість течіння металевого 
матеріалу, опір деформації, поведінка інструменту тощо [11]. 
На сьогоднішній день лише МКЕ дозволяє проводити розрахунки 
деформаційних процесів у поковках будь-яких конфігурацій [1], однак і МКЕ має 
обмеження в частині відповідності результатів розрахунків реальним процесам, що 
відбуваються в металевому матеріалі, через розбиття його на елементи, не пов'язані 
з металографічною структурою [18]. При цьому усереднення характеристик 
фазового складу і структури матеріалу, що деформується, обмежують відповідність 
результатів розрахунку реального стану матеріалу поковки. 
Розроблювані методи обліку мікроструктурних змін тензора деформації в 
локальній області, де як природна мікросітка прийняті межі зерен структури 
металу, все ще далекі від можливості практичного інженерного застосування. 
Кількісний облік і прогнозування структурних і фазових перетворень у процесах 
ОМТ та термічної обробки будуть все ще утруднені, дослідним шляхом збирається 
необхідний статистичний матеріал [24, 34…39]. До теперішнього часу лише 
приблизно склалася теоретична модель взаємовпливу структурних і фазових 
перетворень, що відбуваються в металевому матеріалі, немає методик чисельного 
визначення реологічних властивостей його окремих фаз . 
Тому кореляція параметрів формозміни зі структурою та властивостями 
поковок та чистових деталей, представляється в даний час найбільш реальним 
способом вирішення конкретних інженерних завдань. Так, у роботах [24,34] 
показано, що наочні та коректні результати дає кореляція параметрів макро-і 
мікроструктури матеріалу поковки з параметрами процесу деформування через 
розрахункові величини температур, напружень та швидкостей деформацій. В 
результаті, з'являється можливість прогнозування структури та властивостей 
матеріалу поковки в конкретних її об’ємах за одними лише розрахунковими 
даними (температура, інтенсивність швидкостей деформації, величина 
накопиченої деформації та ін), що спочатку не враховує її структурні параметри. 
На підставі цього висновку, подальші дослідження в цій роботі будуть 
проводитися шляхом поєднання програмних продуктів, заснованих на 
28 
використанні МКЕ, та таких традиційних фізичних методів, як вивчення макро- та 
мікроструктури та вимірювання твердості. 
 
Висновок до розділу 1 
1. Конструктивна міцність, зокрема, тріщиностійкість металевих 
матеріалів може бути підвищена шляхом створення такого їх структурного стану, 
який би забезпечив максимальну однорідність поглинання енергії за заданих умов 
навантаження, тобто шляхом підвищення однорідності матеріалу поковки. 
2. Опір зародженню та розвитку тріщин знаходиться у функціональній 
залежності від питомої кількості фаз, що припадають на одиницю довжини межі 
зерна (субзерна). В результаті, розчинне та фазове зміцнення не тільки підвищують 
механічні характеристики металевих матеріалів, а й провокують їх 
ушкоджуваність. Тому доцільно проводити деформацію титанових сплавів у 
двофазній області за найменшої можливої температури, за мінімальний час, з 
найбільшою рівномірністю. Навпаки, деформаційний розігрів та охолодження в 
контакті з інструментом формують різнозернисту структуру поковки зі зниженою 
конструктивною міцністю та тріщиностійкістю. 
3. Геометрія досліджуваних поковок ускладнює використання ефекту 
текстурного зміцнення при деформації, існує небезпека текстурного зміцнення 
матеріалу поковки та готової деталі. Тому, щоб уникнути останнього, деформацію 
титанових сплавів ВТ20 і ОТ4-1 слід проводити в (α+β)-області. 
4. Додаткове зміцнення титанових сплавів може бути досягнуто за умови 
подрібнення інтерметалідних фаз до 1...20 мкм та максимально рівномірного 
розподілу їх у матеріалі поковки. У частині відповідності останній вимозі, 
переважно застосування сплаву ВТ20, що містить подрібнює зерно Zr. Деформація 
в (α+β) – стані та скорочення тривалості високотемпературних впливів зменшує 
насичення матеріалу поковки, що погіршує тріщиностійкість сполуками Ti3B4, 
Ti5Si3, TiC, TiN та ін. 
5. Зростання зерна в процесі перетворення (α+β)→β є основною 
причиною β-крихкості титанових сплавів. Неоднорідний розподіл β-стабілізаторів 
29 
викликає переважне виділення α-фази та домішок O2 і N2 по межах зерен, що значно 
посилює прояв β-крихкості. Для усунення β-крихкості слід закінчувати пластичну 
деформацію в (α+β)-області. 
6. Необхідно перешкоджати газонасичення матеріалу поковок з 
титанових сплавів, оскільки перехід атомарних водню, кисню та інших газових 
домішок у молекулярний стан створює високу локальну напругу, що провокує 
прискорене руйнування готових виробів. Для цього гаряча деформація та термічна 
обробка повинні здійснюватися з використанням захисних покриттів, мати 
мінімальну тривалість та проводитися за можливо меншої температури. 
7. Серед усіх методів математичного моделювання процесів ОМТ в даний 
час і в найближчій перспективі найбільше значення має метод кінцевих елементів 
(МКЕ). Спільне застосування МКЕ та традиційних методів дослідження структури 
та властивостей поковок (металографія, вимірювання твердості тощо) з часом 
дозволить прогнозувати структуру та властивості матеріалу поковок шляхом 
одного лише математичного моделювання. 
  
30 
Розділ 2. Використані матеріали і методика дослідження. Дослідження 
базової технології отримання гарячештампованих титанових фланців  
2.1 Загальна характеристика титанових сплавів ВТ20 та ОТ4–1 
Хімічний склад % мас сплавів ВТ20 і ОТ4–1 представлений в таблиці 2.1 [13, 
14]. 
Таблиця 2.1 Хімічний склад титанових сплавів ВТ20 та ОТ4–1 
             
C Fe Si Zr О
Тi Al Mo V Mn Cr 2 Н2 N2 
      
Не більше 
        
– 0,10 0,15 – 0,15 0,05 0,015 0,3 
           
– – – 0,10 0,3 0,12 0,3 0,15 0,05 0,012 0,3 
Псевдо–α–сплав середньої міцності ВТ20 системи Ti–Al–Сr–Мо–V у 
відпаленому стані сплав містить 5…7 % β– фази. У зварних деталях і вузлах 
забезпечує працездатність протягом 6000 годин при температурах до 4500С, 
протягом 3000 годин до 5000С, забезпечуючи 0,9 ... 0,95 σв основного металу [1, 3, 
29, 39]. 
Підвищена температура поліморфного перетворення (960...10000С), та 
знижена температура рекристалізації (800…9500С) спрощує деформацію сплаву 
ВТ20 в області (α+β), гармонізуючи структуру поковки та обмежуючи утворення 
метастабільних фаз. Деформація сплаву в β-області дозволяється тільки для 
виготовлення особливо складних малонавантажених деталей [29]. 
Відпал протягом 1 години при 8000С деформованого в (α+β)- області (960 ... 
8500С) сплаву ВТ20 утворює дрібнозернисту структуру з величиною зерна 100 ... 
120 мкм ([32, 42], 1 ... 2 бали по [21] ), оскільки при рекристалізації прикордонна 
фаза α' перешкоджає зростанню β-зерна. 
Псевдо–α–сплав підвищеної пластичності ОТ4–1 Ti–Al–Мn у відпаленому 
стані сплав містить 2…4 % β– фази [1, 29, 39]. У зварних деталях і вузлах забезпечує 
ОТ4–1 ВТ20 Сплав 
Основа Основа 
1,5…2,5 4,0…6,3 
1,5…2,5 
4,0…5,0 
0,7…2,0 
0,8…1,4 
0,4…0,8 
∑ інших 
домішок 
31 
прийнятну тривалу міцність і опір повзучості при температурі до 3000С протягом 
30000 годин, і при 4000С протягом 300 годин [1, 29, 39]. Недоліком сплаву є 
знижена температура поліморфного перетворення (900...9400С) при підвищеній 
температурі рекристалізації (720...8400С). Це ускладнює деформацію в (α+β)-
області, в застійних зонах і зонах локалізованих деформацій сприяючи утворенню 
метастабільних фаз. 
Механічні властивості напівфабрикатів із титанових сплавів ВТ20 та ОТ4–1 
представлені в таблиці 2.2 [3, 12, 13, 22, 23, 33]. 
Таблиця 2.2 Механічні властивості поковок із сплавів ВТ20 та ОТ4–1 
   δ  φ ан, 
5
Стан кгс∙м/с НВ 
σ , 
Напівфабрикат Сплав контрольних в % 
2 2 
МПа/мм  м (dотп), 
зразків не менее мм 
Пруток катаний 
ВТ20  950…1150 10 25 4,0 3,3…3,8 
Ø 65…100 мм відпал 
(ОСТ1 90266–86) ОТ4–1 600…750 15 35 4,5 3,8…4,3 
Пруток кований ВТ20  950…1100 10 25 5,0 3,3…3,8 
Ø ≤ 100 мм відпал 
ОТ4–1 600…750 15 35 4,5 3,8…4,3 
(ОСТ1 90107–73) 
Штамповка / ВТ20  950…1150 10 25 4,0 3,3…3,8 
поковка  
 відпал      
перерізом ОТ4–1 600…750 15 35 4,5 3,8…4,3 
≤ 100 мм 
(ОСТ1 90000–70) 
Рекомендовані режими деформації та термообробки сплавів ВТ20 та ОТ4–1 
представлені в таблиці 2.3 [3, 33, 34]. 
Таблиця 2.3. Деформованість та термічна обробка сплавів ВТ20 та ОТ4–1 
Марка сплаву ВТ20 ОТ4–1 
 ≤ 1010 ≤ 950 
На молоті 
Температура (оптимальна 970) (оптимальна 920) 
0
штамповки, С ≤ 1000 ≤ 930 
На пресі 
(оптимальна 970) (оптимальна 900) 
32 
Оптимальні режими кування Усадка на 20...50% або витяжка на 25...45%, 
(α+β) – області за 1 або усадка на 20...30% + витяжка на 15...25% 
нагрівання 
 Деформація 20-50% на дзеркалі підігрітого до 
 450-6500С штампу. Допускається зниження 
 
деформації до 10 ... 12% в окремих зонах 
 
Оптимальні режими деформації в штампувань при використанні прокованих в (α 
(α+β) – області за 1 нагрів + β) - області заготовок. Перевищення ступеня 
деформації в 70% викликає надлишковий 
деформаційний розігрів поковки, зниження 
ударної в'язкості та поведення готових деталей. 
Мінімальна деформація на 
останньому переході 40 / 20 40 / 20 
кування/штампування, % 
Температура обрізки 
900 830 
облою з окремого 
0
нагрівання, ≥, С 
Температура обрізки 
760 740 
облою після 
0
штампування ≥, С 
0
Температура калібровки, правки, С 950…920 800…750 
0
Температура відпалу, С 700…900, 1…2 часа 740…790, 1…2 часа 
Температура поліморфного 
960…1000 900…940 
0
перетворення,  Тпп, С 
0
Температура рекристалізації, С 800…950 720…840 
2.2 Методи експериментальних досліджень, механічних випробувань, 
застосовувані прилади та обладнання 
Для встановлення взаємозв'язку структури та властивостей матеріалу поковок 
з параметрами деформації проводилося зіставлення макро- та мікроструктури та 
твердості зразків із результатами математичного моделювання. 
Механічна обробка заготовок під шліфування проводилася відповідно до [30], 
макро- та мікротемплети шліфувалися та полірувались. Травлення та висвітлення 
макротемплетів включало: 
1. Травлення в 20% розчині HNO  
3 при 18...270С, 5...10 хв; 
2. Промивання в гарячій (60…700С) воді шляхом 3…5 занурень (≈1…2 хв); 
33 
3. Охолодження у холодній (≤ 20 0С) проточній воді протягом 2...3 хв; 
4. Висвітлення у 20 % розчині HNO3 (60…70 0С) протягом 5…10 хв; 
5. Промивання у холодній (≤ 20 0С) проточній воді протягом 2...3 хв; 
6. Промивання в проточній воді (60…70 0С, 3…5 занурення, ≈1…2 хв.). 
Мікротемплети заливались епоксидними смолами [120] у сталевих обоймах, 
шліфувалися та полірувались [16, 17]. Аналіз мікроструктури проводився за 
допомогою мікроскопа-фотоапарата "OLYMPUS BX51M" зі змінними 
об'єктивами. Масштаб збільшення становив 200; 500; 800. Травлення 
здійснювалося за [18, 19]. 
Вплив деформації на структуру та властивості матеріалу поковок оцінювався 
порівнянням їх твердості за Брінеллем [17, 18] з показниками вихідних прутків: 
1. Розміри відбитків встановлювалися після зняття навантаження. 
2. Відстань від центру відбитка до краю зразка та між центрами сусідніх 
відбитків ≥ 2-х діагоналей відбитка індентора. 
3. Товщина випробуваного зразка >> діагоналі відбитка індентора. 
Вимірювання твердості НВ проводилося з використанням сталевої кульки Ø 5 
мм при навантаженні 1500 Н [18]: 
 
де: D – діаметр кульки, мм; d – діаметр відбитка, мм; Р – навантаження, Н.  
При вимірі твердості за Брінеллем дотримувалися такі умови: 
1. Мінімально допустима товщина зразка s (мм) становила ≥ десятикратної 
глибини відбитка h (мм). 
2. Поверхня рівна, вільна від оксидної плівки. 
3. Відстань між центрами сусідніх відбитків не менше 4d і від центру відбитка 
до краю зразка – не менше 2,5d. 
Кореляція величини твердості та міцності для титанових сплавів виглядає як 
[82]: 
 
34 
Також з метою оцінки якості поковок застосовувалася чисельна металографія 
[8, 9, 11]. Проводилося визначення типу та балу [21, 24] зерна, оцінювалася питома 
поверхня меж зерен в одиниці об'єму S (мм2/мм3
v ). Враховувалося, що об'ємний 
діаметр зерна Dv завжди більше, ніж плоский діаметр d, оскільки площина шліфу 
рідко проходить через центр зерна: приймалося, що d ≈ 0,7Dv . 
При аналізі мікроструктур бал зерна коригувався відповідно з таблицею 2.5 
[14]. Значення бала зерна округлялося з точністю до 0,5 . У таблиці 2.4 наведено 
зразкове співвідношення кількості домішок по межах зерен в залежності від їх 
розміру. Розмір зерна визначався за зернограничною фазою α’ [1, 34] при 
статистичній помилці 5 ... 15% [17]. 
Зіставлення металографії матеріалу поковок з показниками його твердості та 
розрахунковими параметрами формоутворення поковок дозволить комплексно 
оцінити вплив деформаційних процесів на структуру та властивості матеріалу 
поковок, що вивчаються, з титанових сплавів ВТ20 і ОТ4–1. 
Таблиця 2.4. Параметри зернової структури в залежності від її балу 
№ бала Середня площа Поперечник ≈ вміст домішок на 
зерна кордонах відносно 
 2
зерна А, мкм  зерна d, мкм бала 0 
0 128000 400 1 
1 64000 285 1/1,47 ≈ 0,68 
2 32000 200 1/4,186 ≈ 0,24 
3 16000 140 1/6 ≈ 0,17 
4 8000 100 1/8,37 ≈ 0,12 
5 4000 70 1/11,42 ≈ 0,087 
6 2000 50 1/17,48 ≈ 0,057 
7 1000 35 1/23,92 ≈ 0,042 
Таблиця 2.5. Коригувальні коефіцієнти при оцінці бала зерна 
Збільшення, × Дійсний бал зерна 
100 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 
200 1 2 3 4 5 6 7 8 
300 0 1 2 3 4 5 6 
400 0 1 2 3 4 
500 0 1 2 
35 
2.3 Дослідження базових технологічних процесів гарячого об'ємного 
штампування фланця. Вихідні напівфабрикати та застосоване 
обладнання 
В даний час для виготовлення поковок фланців зі сплавів ВТ20 і ОТ4-1 
застосовуються ковані [22] і катані [23] титанові прутки Ø 100 мм, величина зерна 
в яких не перевищувала 6 балів за 10-бальною шкалою макроструктур [21]. 
Допускаються окремі ділянки сумарною площею до 20% макрошліфа, якщо 
величина зерна на них не перевищує встановлену більш ніж на 1 бал [21…23]. 
Твердість матеріалу кованого прутка сплаву ОТ4–1 Ø 100 мм НВ 255...197, 
сплаву ВТ20 НВ 272...290, підвищується у напрямку від центру до краю 
поперечного шліфу. Спостерігався бал макроструктури 1 для прутка зі сплаву ВТ20 
і 2 для сплаву ОТ4-1, мікроструктура відповідала типу 1 ... 3 і 1, 2 по [21] 
відповідно.  
Передбачається застосування електрогвинтових або кривошипних пресів 
максимальним зусиллям 25 МН для штампування фланців. Штампи [23] у вигляді 
кованих кубиків із сталі 5ХНМ [24] термічно оброблені HВ 313 ... 621 [17, 18]; 
шорсткість штампових знаків ≤ Rz3,2 [25]. Нагрівання заготовок перед 
деформацією здійснюється в камерних газових печах до температури 1000±10 0С 
для сплаву ВТ20 і до 930±10 0С для сплаву ОТ4–1. Штампи підігрівалися до 400 
0С. Тривалість нагріву заготовок Ø 100…150 мм становила 85…120 хв, і для Ø 
150…200 мм – 110…150 хв [15]. Розкид температур перерізу заготовок не 
перевищував 20 ... 50 0С [16]. 
Щоб уникнути утворення альфованого шару перед штампуванням на 
заготовки наносилася склообмазка [35], безпосередньо перед штампуванням на 
дзеркало штампу укладалася склотканина [26]. Видалення залишкової окалини 
проводилося по [27]. 
Трудомісткість і дороговартість виготовлення ізотермічного або 
багатоканального оснащення в умовах дрібносерійного виробництва визначає 
застосування простого одноканального оснащення, що змушує для 
36 
формоутворення штампованої поковки встановлювати надлишкові напуски і 
припуски, в результаті чого її об’єм на 20 % і більше перевищує розрахований. 
 
Рисунок 10. Макро- та мікроструктура гарячекатаних прутків Ø 100 мм зі 
сплавів ВТ20 (ліворуч) та ОТ4–1 (праворуч), × 500 
 
Рисунок 11. Основні геометричні параметри поковки фланця (вгорі, прошита 
по центру) та положення в ній чистової деталі 
37 
Розміри та ступінь усадки заготовок під штампування наведені в таблиці 2.6. 
Основні геометричні параметри чистових деталей та поковок фланця наведені на 
рисунку 1 та 11 відповідно. 
Таблиця 2.6. Розміри та ступінь усадки перед штампуванням заготовки фланця  
Тип Марка Розміри заготовки Ступінь деформації 
деталі сплава (діаметр × висота) при усадкі перед 
  
штампуванням, % 
Фланець ВТ20, Ø100×125 32 
ОТ4–1 
 
Рисунок 12. Зовнішній вигляд поковок фланця (облой не обрізаний) 
Зовнішній вигляд поковки фланця наведено на рисунку 12 (облой не 
обрізаний). Вивчався вплив параметрів нагріву, попереднього фасонування, та 
геометрії оснастки на структуру та властивості матеріалу штампованих поковок, 
кінцевих чистових деталей. Такий підхід забезпечує хорошу збіжність і дозволяє 
прогнозувати поведінку поковок на основі раніше виявлених залежностей [24, 34]. 
Проведено математичне моделювання формоутворення поковок фланців з 
використанням кінцево-елементного пакета QForm [21] та аналіз металографії 
таких поковок [21]. 
У процесі моделювання досліджувалися розподіл деформації за перерізом 
заготовки, розподіл полів швидкостей та опору деформації, а також розподіл 
температур за їх перерізом. 
38 
Точки знімання результатів математичного моделювання по перерізу поковок 
фланців збігаються з точками дослідження їхньої структури (рисунок 13). 
 
Рисунок 13. Розташування чистової деталі і точок знімання параметрів 
деформації і дослідження мікроструктури поковки фланця 
Точка 1 розташована в центрі дна поковки, точки 2…6, повторюють профіль 
чистової деталі. Точки «торець 1» і «торець 2» розташовані у відповідних зонах 
поковки. 
Характер деформації в штампі осадженої заготовки багато в чому 
визначається параметром попередньої усадки. Очевидно формування при усадці 
трьох зон (рис. 17, 22) – конусів утрудненої деформації 1, лінзи інтенсивної 
деформації 2 та зони малих меридіональних деформацій 3. Через тертя на 
контактних поверхнях і інтенсивного охолодження поковки її матеріал у зонах 
конусів утрудненої деформації опрацьований слабко, і розклинює лінзу 
деформації, де його переміщення найбільш інтенсивно в осьовому, й у радіальному 
напрямах. 
На рис. 14…18 представлені накопичені матеріалом поковок фланця 
деформації та поля температур. Оскільки область точки 1 (рисунок 13) піддається 
безпосередньому впливу давлячого інструменту, значення накопиченої деформації 
тут максимальні. 
Можна виділити такі стадії формоутворення поковок: 
1. дотик пуансоном осаженої заготовки заготовки; 
2. перехід процесу осадки матеріалу заготовки в процес його зворотного 
видавлювання (рисунок 15 і 20); 
39 
3. продовження формування штампованої поковки в ході зворотного 
видавлювання матеріалу заготовки (рисунок 16 і 21); 
4. завершення заповнення порожнини штампу (рисунок 17, 22); 
5. заповнення облойної канавки (рисунок  18, 23). 
Примикаючі до дна нижньої половини штампу області металу деформуються 
слабо, швидко остигаючи (рисунок 14...18). 
Це охолодження збільшує опір деформації, що призводить до ще більшої її 
нерівномірності і концентрації в контактуючих з пуансоном верхніх і серединних 
шарах металу поковки. Зважаючи на підвищення площі проекції заготовки, на 
стадії 3 опір деформуванню різко зростає в районі точки 2 (рисунок 21). На стадії 
4, зважаючи на різке зростання опору деформування, рівномірність опрацювання 
матеріалу заготовки підвищується (рисунок 17 і 22), як і раніше, сильніше 
опрацьований матеріал поковки, що примикає до пуансону. 
Невідповідність деформаційного опрацювання профілю чистових деталей 
(рисунок 1) призводить до перерізування волокон їхнього матеріалу при механічній 
обробці поковки (рисунок 2). Це негативно впливає на характеристики зварного 
шва в зоні торців фланця (рисунок 13), де матеріал слабо опрацьований через 
великий переріз цієї зони поковки та малих накопичених деформацій (рисунок 18). 
Слід вжити заходів для одержання рівномірно опрацьованих структур поковок та 
чистових деталей, особливо у зонах їх торців. 
Моделювання показало, що розкид температур і деформацій у матеріалі 
поковок з більш податливого сплаву ОТ4–1 завжди дещо менше, ніж у поковках із 
міцнішого [3, 13] сплаву ВТ20. Тому для скорочення об'єму в цій роботі наведені 
ілюстрації моделювання процесів формоутворення фланців тільки зі сплаву ВТ20, 
як матеріалу, який має більший опір прикладеним навантаженням. 
40 
 
Рисунок 14. Розподіл накопичених деформацій (ліворуч) та полів температур 
(праворуч) по перерізу заготовки фланця зі сплаву ВТ20 на стадії 1
 
Рисунок 15. Накопичені деформації (ліворуч) та поля температур (праворуч) 
по перерізу заготовки фланця зі сплаву ВТ20 на стадії 2 
Отримані при моделюванні величини температурного поля та полів 
накопичених деформацій, що свідчать про суттєву нерівномірність накопичених 
деформацій та розкид температур, представлені в таблиці 2.7. Перевищення 
температур (α+β)↔β – перетворень, що становлять для сплаву ВТ20 960…1000 0С, 
та 900…940 0С для сплаву ОТ4–1 [33, 34, 130, 131], – викликало активне зростання 
зерна (ВТ20 800 ... 950 0С, ОТ4-1 при 720 ... 840 0С [3, 33, 34, 130]). 
 
Рисунок 16. Розподіл накопичених деформацій (ліворуч) та полів температур 
(праворуч) по перерізу заготовки фланця зі сплаву ВТ20 на стадії 3 
41 
 
Рисунок 17. Розподіл накопичених деформацій (ліворуч) та полів температур 
(праворуч) по перерізу заготовки фланця зі сплаву ВТ20 на стадії 4 
 
Рисунок 18. Розподіл накопичених деформацій (ліворуч) та полів температур 
(праворуч) по перерізу заготовки фланця зі сплаву ВТ20 на стадії 5 
Перевищення допустимої температури матеріалу поковки в зонах 
локалізованих деформацій (рисунок 14...23 ) робить отримання необхідної 
структури ускладненим. Так, максимальна температура матеріалу поковки зі 
сплаву ВТ20 досягає 1169 і 1143 0С при мінімумі в зоні контакту з інструментом 
658 і 617 0С відповідно (рисунок 18). Особливо помітне суттєве тепловідведення 
матеріалу заготовки фланця в районі точок 2, 3 (рис. 13), де формується застійна 
слабодеформована зона з очікуваним підвищеним вмістом β-перетворених фаз. 
 
Рисунок 19. Поля опору деформації (МПа, ліворуч) і швидкостей деформації 
(1/с, праворуч) по перерізу заготовки фланця зі сплаву ВТ20 на стадії 1 
Вимірювання в контрольних точках матеріалу поковок фланців зі сплаву ВТ20 
(рисунок 13) показало її коливання НВ 267-331 НВ (27-35 HRC), тобто ≈24% від 
42 
мінімального значення. Виходячи з того, що для титанових сплавів НВ = 42,95 + 
2,51σ0,2  [82], коливання міцності матеріалу поковки склало 262 МПа (≈22,4 %) при 
максимальному значенні 1178 МПа. Важливо, що максимальна твердість матеріалу 
поковок спостерігалася в зонах з найменшим рівнем температур та найбільшою 
накопиченою деформацією, тобто  - найбільш щільною структурою. 
 
Рисунок 20. Опір деформації (МПа, зліва) та швидкості деформації (1/с, 
праворуч) по перерізу заготовки фланця зі сплаву ВТ20 на стадії 2 
 
Рисунок 21. Поля опору деформації (МПа, ліворуч) і швидкостей деформації 
(1/с, праворуч) по перерізу заготовки фланця зі сплаву ВТ20 на стадії 3 
 
Рисунок 22. Поля опору деформації (МПа, ліворуч) та швидкостей 
деформації (1/с, праворуч) по перерізу заготовки фланця зі сплаву ВТ20 на стадії 
4 
43 
 
Рисунок 23. Поля опору деформації (МПа, ліворуч) та швидкостей 
деформації (1/с, праворуч) по перерізу заготовки фланця зі сплаву ВТ20 на стадії 
5 
Таблиця 2.7. Основні параметри процесу формоутворення штампованих 
поковок фланця зі сплаву ВТ20 
  Температура Логарифмічна 
Тип Стадія материалу накопичена 
0
поковки процесу поковки, С деформація 
    
max min max min 
 Стадія 1  1014 735 0,09 0,004 
 Стадія 2  1033 733 0,57 0,043 
 
0
Фланец Стадія 3 1010 С 1086 726 2,36 0,09 
ю 
Стадія 4 1117 723 2,95 0,104 
Стадія 5 1169 658 4,72 0,132 
Таким чином, варіант формоутворення штампованих поковок фланців за 
схемою осадження з подальшим видавлюванням матеріалу заготовок при 
заповненні порожнини штампу не забезпечує достатньої однорідності 
деформаційного опрацювання. Для покращення опрацювання матеріалу поковок 
потрібно ініціювати внутрішньозеренний механізм деформації та обмежити її 
міжзерено-рекристалізаційний механізм, чого можна досягти шляхом зниження 
температури деформації, а також застосовуючи обґрунтоване попереднє 
фасонування [24,24]. 
2.4  Вплив базового технологічного процесу на структуру та властивості 
Температура 
нагріеву під 
деформацію, 
0  
C
44 
матеріалу штампованих поковок фланців  
Однією з труднощів отримання якісних штампованих поковок з титанових 
сплавів є забезпечення заданого фазового та структурного стану їх матеріалу [20, 
24, 32, 38], зважаючи на фазові та текстурні перетворення (α↔β, β→α', α'→α ”, 
β→ω, ω→β, ін.), та ендотермією α→β переходу [5, 20], низькою теплопровідністю 
та високою теплопередачею [4, 18, 19, 39]. 
Макроструктура поперечного перерізу отриманої за базовою технологією 
штампованої поковки фланця зі сплаву ВТ20 представлений на рисунку 24. Шліф 
кування показує високу неоднорідність її матеріалу. Зони локалізованих 
деформацій показані стрілками, укрупнено – на рисунку 25. Макроструктура 
штампованих і кованих поковок не повинна мати розшарування, утяжки, тріщини, 
порожнини, волосини, видимих неозброєним оком. Напрямок волокна в поковках 
складної конфігурації має слідувати конфігурації чистових деталей [10…13]. 
Регламентуються й інші вимоги до штампованих та кованих поковок із титанових 
сплавів, включаючи групи контролю [10…13]. Як правило, аналогічно вимогам [22 
та 23], допускається перевищення розміру зерна на 1 бал не більше ніж у 20 % 
поперечного перерізу поковки, та відхилення напрямку волокна від профілю 
чистової деталі не більше ніж у 20 % поперечного перерізу поковки. 
 
Рисунок 24. Макроструктура поковки фланця зі сплаву ВТ20, отриманого з 
осадженої на 32% заготовки з нагрівання до 1010 0C (базовий технологічний 
процес). 
45 
 
Рисунок 25. Елемент поковки фланця, отриманого з осадженої на 32% 
заготовки з нагріву до 1010 0C: зони локалізованих зсувних деформацій (1), 
приповерхневі застійні зони (2) і слабко опрацьовані зони в місцях малих 
накопичених деформацій (3) 
Зони максимального деформаційного опрацювання в основному збігаються з 
профілем чистової деталі, проте аналіз мікроструктури свідчать про те, що 
локалізація деформаційних процесів протягом формоутворення поковки фланця за 
базовою технологією носить негативний характер. Зона локалізованих деформацій 
становить близько 20 % від площі поперечного перерізу поковок, що формально 
відповідає чинній нормативній документації та узгодженим вимогам до деталей. 
Однак чергування типів структур при великому зерні визначає прискорене 
руйнування готових деталей [5, 8, 9, 14, 15, 16]. 
 
Рисунок 26. Формування β– перетворених фаз при штампуванні фланця зі 
сплавів ВТ20 (верху) та ОТ4–1 (внизу) з нагрівання до 980 0С та 930 0С відповідно 
46 
Аналізу впливу параметрів деформації на співвідношення міжзереного та 
внутрішньозеренного механізмів присвячений нижченаведений підрозділ. 
2.5  Вплив параметрів деформації на співвідношення міжзеренного та 
внутрішньозеренного механізмів 
Поряд з характеристиками первинного напівфабрикату [22, 23], параметри 
попереднього фасонування мають значний вплив на структуру та властивості 
матеріалу поковки та чистової деталі. Неоднорідність пластичного течії, 
обумовлена впливом зовнішнього тертя, теплообміном з інструментом, 
нерівномірністю тепловиділення за об’ємом поковки, іншими факторами, 
спотворює поле її температур, і може призвести до дефектів у готовому виробі 
через високі залишкові напруження, до утворення і розвитку тріщин [24] 39]. 
Наслідком нерівномірності пластичної деформації при осаді заготовок є 
більше бочкоутворення, чим більше температура нагрівання і відносна висота 
заготовок. Відомо, що гаряча деформація відбувається за двома механізмами: 
внутрішньозеренна (дроблення зерен) і міжзеренна (переміщення і рекристалізації 
зерен), що активізується при температурах ≥0,35 Тпл (К). Ця нерівномірність 
призводить до розбиття заготовки на об'єми з переважанням того чи іншого 
механізму та подальшої взаємодії цих об'ємів. При осаді ε = 20 ... 30% по всій висоті 
поковки переважає розбиття зерен з їх зсувом і двійник, при ε ≥ 30…40 % ролі 
міжзеренної деформації різко зростає. 
Швидке охолодження контактуючих з робочою поверхнею інструменту шарів 
матеріалу заготовки загальмовує їх перебіг, викликає утворення застійних 
приповерхневих зон. "Прилиплі" поверхневі шари збільшують зсувні деформації у 
внутрішніх шарах поковки, посилюючи їх деформаційний розігрів (рисунок 24, 25). 
Проведено осадження серії заготовок зі сплаву ВТ20. Параметри дослідних 
заготовок та розраховані з використанням програмного продукту QForm 2D/3D 
[121] параметри їхньої деформації представлені в таблиці 2.8. Вихідний розмір 
заготовок – Ø100×100 мм. 
47 
Макроструктура поперечних перерізів поковок показано на рисунках 38...43. 
Їх аналіз показує, що зниження температури деформації ефективно обмежує 
розвиток межзеренного механізму деформації: 
обмежується рекристалізоване зростання зерна та розвиток фазових 
перетворень типу (α→β), (α→ω), (α→β→ω), та інших [23, 26, 36, 41]. Відповідно, 
переважання внутрішньозеренного механізму забезпечує отримання рівномірно 
деформованої дрібнозернистої структури поковки (рисунок 31, частково – рисунок 
28). 
Таблиця 2.8 Параметри деформації дослідних поковок із сплаву ВТ20 
 Ступінь Температура Температура Логарифмічна 
Номер деформації нагріву під матеріалу накопичена 
заготовки при усадці, деформацію, поковки деформація 
% 0  
C max min max min 
01 50 1000±10 1079 735 1,64 0,005 
 (до 50±2 мм)      
02 50 960±10 1060 694 1,66 0,007 
 (до 50±2 мм)      
03 65 1020±10 1120 749 2,06 0,011 
 (до 35±2 мм)      
04 70 1020±10 1096 742 2,78 0,17 
 (до 30±2 мм)      
05 75 920±10 1012 675 2,7 0,2 
 (до 25±2 мм)      
06 75 1020±10 1112 1006 2,84 0,16 
(до 25±2 мм) 
Маючи рівний ступінь деформації при усадкі, деформовані з нагрівання до 960 
0С заготовки мають дрібнозернисту структуру. У той же час осаджені з нагрівання 
до 1020 0С поковки характеризуються крупнозернистою структурою з явним 
поділом фаз (рис. 27, 30, 32). Очевидно, що деформаційний розігрів викликав 
взаємну активізацію процесів рекристалізації та фазових перетворень, не 
забезпечивши отримання рівномірної дрібнозернистої структури. Характер зміни 
структури поковки в міру підвищення температури деформації в центральних та 
периферійних областях поковки показано на рис. 34, 35.  
48 
 
Рисунок 27. Макроструктура зразка №1 
 
Рисунок 28. Макроструктура зразка №2 
У той час як у периферійних областях поковок деформація протікає переважно 
внутрішньозеренним механізмом, а також з утворенням великих рекристалізованих 
застійних зон, в центральних областях поковки деформації локалізовані, і 
протікають з переважанням міжзереного механізму (рисунок 29,30,31,32). 
Порівняння макроструктур зразків, отриманих з величезним переважанням 
різних деформаційних механізмів, представлено на рисунку 33. 
 
Рисунок 29. Макроструктура зразка №3 
49 
 
Рисунок 30. Макроструктура зразка №4 
 
Рисунок 31. Макроструктура зразка №5 
 
Рисунок 32. Макроструктура зразка №6 
 
Рисунок 33. Порівняння макроструктур зразків 6 (ліворуч) та 5 (праворуч) 
 
Напрямок підвищення температури деформації 
Рисунок 34. Типові мікроструктури поковок зі сплаву ВТ20,отримані з 
переважанням внутрішньозеренної деформації (нагрів до: 920 0С(а); 960 0С(б); 980 
(в), 1000 0С (г); 1020 (д, е); ×200 (угорі), ×500 (унизу)) 
50 
Процес деформації швидко перетворює вихідну глобулярну структуру 
заготовки на структуру кошикового типу, а потім, у міру підвищення температури 
та ступеня деформації – на пластинчасту, голчасту, і далі – крупнозернисту 
глобулярну структуру (рисунок 34,35). При цьому деформація з величезним 
переважанням межзеренного механізму змінює структуру поковки різкіше 
(рисунок 35). 
 
Напрямок підвищення температури деформації 
Рисунок 35. Типові мікроструктури поковок зі сплаву ВТ20, отримані з 
переважанням міжзеренної деформації (нагрів до: 920 0С (а); 960 0С (б); 980 (в), 
1000 0С (г); 1020 (д, е), ×200 (вгорі), і ×500 (внизу) )) 
Важливо, що представлені на рис. 37...39 зразки мікроструктури є 
характерними, але не унікальними для досліджуваних поковок. Навпаки, аналіз 
мікроструктури кожної з поковок виявляє наявність кількох типів мікроструктур, 
залежно від тієї чи іншої зони поковки. Так, розтягувальні напруження в зонах 
малих меридіональних деформацій сприяють утворенню β-перетворених фаз і 
зростанню зерна. Те саме стосується й області лінзи деформації, де стискаючі 
напруження супроводжується високим локалізованим деформаційним розігрівом. 
У той же час у зонах конусів ускладненої деформації і прилеглих до поверхні 
інструменту шарах поковки активність фазових перетворень невисока, 
рекристалізаційні перетворення частково пригнічені, а тому матеріал поковки 
51 
добре подрібнений і щільний, представлений зазвичай корзинчастою (ВТ20) або 
пластинчастою структурами. 
Для отримання якісної структури поковки зі сплаву ВТ20 з переважанням як 
міжзереного, так і внутрішньозереного деформаційного механізму, слід 
забезпечити мінімальний рівень власної енергії матеріалу поковки, обмеживши 
температуру нагріву перед деформацією в межах 920...960 0С (проти 970...10100С 
на молоті, 970 ... 1000 0С на пресі [3, 29, 15]). Тобто, деформація повинна 
проводитися в (α+β)- стані, за умови придушення локалізованих деформацій та 
розбиття застійних зон [24, 38], де можуть сформуватися великі зерна, включаючи 
сприяють прискореному руйнуванню сильно спотворені фази α' і ω. При цьому 
деформація з переважанням внутрішньозеренного механізму є кращою. Цей 
висновок є справедливим і для сплаву ОТ4–1. Однак, оскільки рекомендовані 
температури нагрівання під гарячу деформацію спочатку невеликі (910 ... 950 0С 
[29, 15]), її зниження недоцільно. Тому для отримання удосконаленої 
дрібнозернистої деформованої структури заданих типів [21] залишається вдаватися 
до технологічних прийомів, що обмежують розвиток міжзеренного механізму 
деформації з супроводжуючими його рекристалізаційними та фазовими явищами. 
Зокрема, доцільно реалізовувати переміщення осередка деформації за об’ємом 
формозмінюваної заготовки, недопущення локалізації деформаційних процесів, і 
навіть зон активного розігріву чи охолодження матеріалу заготовки. 
2.6 Вплив температури нагріву та процесу охолодження заготовок на 
процес їх деформації 
Високий коефіцієнт теплопередачі при низькому коефіцієнті теплопровідності 
титанових сплавів [18, 19, 20, 39, 53], а також значна (2835,4 Дж/моль, [18, 20]) 
ендотермія переходу (α+β)→β в титані викликає швидке охолодження прилеглих 
до інструменту областей заготовок та відокремлення процесу деформації в їх 
центральних областях. 
Вплив величини температури нагріву заготовки на охолодження її матеріалу 
на поверхні розділу поковка↔інструмент показано на рисунку 36. 
52 
 
Рисунок 36. Інтенсивність налипання матеріалу сплавів ОТ4–1 (930 0С, вгорі) 
та ВТ20 (1000 0С, внизу) внизу (ліворуч) і вгорі (праворуч) заготовки, що осідає 
на молоті 
Очевидно, що чим більше градієнт температур на поверхні розділу поковка 
↔інструмент, і чим довше їх притискання, тим значніше налипання на інструмент 
матеріалу заготовки, нерівномірніший деформаційний процес. 
 
Рисунок 37. Зміщення зони локалізованих деформацій у поковці зі сплаву 
ВТ20 (зразок № 4, зліва) та його розрахункової моделі (праворуч) 
Перед осадженням на молоті заготовки нагрівалися в газовій печі відкритого 
полум'я до 1000 0С (ВТ20) та 930 0С (ОТ4-1). Різниця в тривалості дотику заготовки 
з нижнім бойком, на який вона укладена, і верхнім бойком, що опускається, 
викликає відхилення зони максимальної деформації від висотної площини симетрії 
поковок (рисунок 37) в межах 7 ... 15% від висоти поковки. Це відхилення тим 
більше, чим вище температура поковок та розкид температур поковки та 
інструменту. Активне охолодження поверхневих шарів заготовки викликає їх 
«прилипання» до інструменту, посилює зсувні деформації в серединних шарах 
53 
поковки та їх деформаційний розігрів, підвищуючи рівень внутрішнього 
напруження. 
При осіданні заготовок на 75 % вже таке просте технологічне рішення, як 
переворот заготовки після її осідання на 50 % у плоских бойках, дозволяє суттєво 
зменшити деформаційний розігрів (на 5…13 0С) та обмежити охолодження (на 
30…33 0С) матеріалу поковки. Зниження температури нагріву заготовок скоротить 
нерівномірність деформаційних процесів і сприятиме одержанню більш однорідної 
структури.  
Величини накопичених деформацій та температур при осіданні заготовок з 
переворотом і без нього наведено в таблиці 2.9. 
 
Рисунок 38. Ділянка ускладненого переміщення матеріалу в торці осадженої 
на 50% з нагрівання до 1000 0С заготовки зі сплаву ВТ20. 
Моделювання процесу осадження за допомогою кінцево-елементного 
продукту QForm [21], проведене з урахуванням охолодження заготовки на поверхні 
штампу, показало відповідність даних математичного моделювання та практичних 
експериментів, що підтверджується наступним спостереженням. Процес 
осадження заготовки, аж до моменту її руйнування, можна виділити два етапи. На 
першому етапі з огляду великого відношення висоти поковки до її діаметра сили 
тертя на поверхні розділу поковка-інструмент не такі великі, щоб перешкоджати 
переміщенню металу на її торцях. 
Після досягнення залежної від суми факторів критичного ступеня деформації, 
сили тертя і напруження опору радіальним деформаціям зростають настільки, що 
унеможливлюють подальше ковзання матеріалу торців заготівлі, і далі матеріал її 
54 
центральних областей як би розкочується поверхнею інструменту (рисунок 38, 39). 
При цьому матеріал поковки в крайових зонах її торців зазнає значної нагартовки 
(рисунок 39). Цей ефект тим сильніший, чим більша температура нагрівання та 
розкид температур на поверхні розділу заготовка↔інструмент. 
Таблиця 2.9. Величина накопичених деформацій та температур при осадженні 
заготовок з переворотом і без нього 
Нагрів під 900 910 920 940 960 980 1000 1020 1040 
осадження, 
0
С 
Осадження в плоско-паралельних бойках без перевороту заготовки 
Деформация, 2,48… 2,52… 2,48… 2,49… 2,45… 2,47 2,41… 2,42… 2,39… 
логар. единиц 0,10 0,09 0,09 0,09 0,08 …0,08 0,07 0,07 0,07 
Температура, 1046 1051 1053 1064 1073 1085 1094 1107 1119 
0  
С
…667 …674 …676 …691 …703 …715 …727 …740 …752 
Осадження в плоско-паралельних бойках з переворотом заготовки 
Деформація, 
2,38… 2,38… 2,33… 2,30… 2,26… 2,29… 2,30… 2,29… 2,34… 
логар. 
одиниць 0,11 0,10 0,10 0,09 0,09 0,09 0,09 0,09 0,08 
Температура, 1033 1038 1041 1053 1062 1075 1087 1101 1114 
0  
С
…701 …706 …712 …724 …734 …745 …757 …767 …780 
 
Рисунок 39. Розташування в об'ємі осаджуваної заготовки торцьовихвих зон 
нагартовки тертям. Опад на 53 (а), 64 (б) та 84 (в) %. 
Висновок до розділу 2 
1. Комплексне дослідження базових процесів отримання 
осесиметричних фланців з титанових сплавів ВТ20 та ОТ4–1 показало, що їхні 
недоліки є наслідком недооцінки особливостей поведінки титанових сплавів у 
55 
процесі гарячої пластичної деформації, зокрема – низької теплопровідності при 
високій теплопередачі в контакті з інструментом, а також суттєвої ендотермії 
фазового переходу (α+β)→β. 
2. Аналіз базової технології гарячого об'ємного штампування фланців, 
а також дослідних поковок показав, що нерівномірна деформація, її локалізація 
і викликаний цим розігрів матеріалу поковок призводить до отримання типів 
структур, насичених β – перетвореними фазами α', α” і ω,  які негативно 
впливають конструктивну та тривалу міцність металевого матеріалу. 
Не повною мірою забезпечуються вимоги до типу та балу структури 
поковок, як наслідок – не виконуються вимоги до показників в'язкості 
руйнування та швидкості розвитку тріщини втоми (ШРТВ). Відповідно, кінцеві 
деталі мають обмежений рівень конструктивної міцності та надійності 
експлуатації. 
3. Отриманню якісних фланців сприятиме підвищення рівномірності 
деформаційних процесів. Для цього слід знижувати градієнт температур на 
поверхні розділу поковка↔інструмент, а також по-можливості забезпечувати 
змінність осередків деформації в процесі штампування. В іншому випадку 
локалізація деформаційних процесів, з одного боку, та утворення застійних зон 
– з іншого – не дозволить забезпечити задані тип мікроструктури та розмір 
зерна матеріалу поковки та рівень експлуатаційних характеристик готових 
деталей. 
4. Математичне моделювання та аналіз макро- та мікроструктури 
дослідних поковок показали, що для переважання внутрішньозернового 
дефрагментаційного механізму, обмеження розміру зерна та забезпечення 
належного типу структури металевого матеріалу, температура нагріву 
заготовок перед деформацією не повинна перевищувати 970 0С для сплаву ВТ20 
і 930 0С для сплаву ОТ4–1 
5. Зниження температури деформації та зниження тертя на поверхні 
розділу штамп↔поковка, за інших рівних умов, дозволяє підвищити 
56 
однорідність опрацювання металу поковки, отримати більш рівномірні 
властивості. 
6. Спільне використання сучасних методів математичного 
моделювання та традиційних металографічних та механічних методів 
дослідження структури та властивостей металевих матеріалів – дозволяють 
отримувати комплексно опрацьовані збалансовані результати в частині 
прогнозування структури та властивостей матеріалу поковок, а також з 
найменшими витратами пропонувати науково обґрунтовані технологічні 
рішення. 
7. Зниження температури і нерівномірності деформаційних процесів 
може дозволити отримати переважання дрібнозернистої пластинчастої або 
глобулярної (α+β) композиції сплавів ВТ20 і ОТ4-1, знизивши внутрішні 
напруження і поліпшивши властивості матеріалу поковки. 
 
 
 
 
57 
Розділ 3. Науково обгрунтований процес отримання фланців з титанових 
сплавів методом гарячого об'ємного штампування 
3.1 Вплив ступеня попередньої деформації заготовки на характер 
формоутворення поковки у штампі 
Застосовувана технологічна схема отримання штампованих поковок фланців  
включає осадження заготовок у плоскопаралельних бойках і подальшу деформацію 
в чистовому штампувальному джерелі. Ступінь деформації при осадженні 
визначається умовою встановлення та фіксації поковки на дні штампового 
джерела. Формоутворення поковки в штампі відбувається за схемою зворотного 
видавлювання, при цьому має місце значне відхилення напрямку їх волокна від 
конфігурації чистових деталей (див. розділ 2), внаслідок чого великий розкид 
властивостей за їх перерізами, страждає їх конструктивна міцність, герметичність, 
інші службові та технологічні властивості (див. розділ 1). 
Для вивчення впливу схеми деформації на структуру та властивості 
штампованих поковок проведено математичне моделювання їх формоутворення з 
осаджених з різним ступенем циліндричних пруткових заготовок. Осадження з 
великими ступенями деформації перетворює вихідну заготовку в поковку у формі 
млинця, який можна використовувати для отримання фланця за схемою витяжки з 
подальшим зворотним видавлюванням, що характеризується найменшим 
переміщенням деформованого матеріалу. 
Аналіз розподілу накопичених деформацій, полів температур, швидкостей 
переміщення та опору переміщення металевого матеріалу в процесі 
формоутворення штампованих поковок за базовими технологічними процесами 
докладно розглянуті та проаналізовані у розділі 2 цієї роботи. 
 
58 
 
Рисунок 40. Положення у штампі заготовки фланця, осадженої на 60 % 
Щодо поковки фланця, на рисунках 40...43, для різного ступеня осадження 
заготовок, представлені положення заготовки в штампі, а потім її перетин з 
відображенням розподілу накопиченої деформації і полів температур.  
Вказані параметри наведені тільки для кінцевої стадії формоутворення 
фланця. 
 
Рисунок 41. Поля деформацій (ліворуч) та температур (праворуч) по перерізу 
фланця зі сплаву ВТ20, отриманого з обложеної на 60% заготовки 
На рисунку 40 представлено положення у штампі осадженої на 60% заготовки. 
Порівняно з вивченим у розділі 3 базовим процесом деформації, це технологічне 
рішення забезпечує кращу рівномірність розподілу накопиченої деформації 
(рисунок 41), що пояснюється наближенням розмірів заготовки в плані до розмірів 
у плані штампового джерела. Ця обставина змінює схему деформування металу в 
штампі із зворотного видавлювання на комбінацію витяжки та зворотного 
видавлювання, завдяки послідовному переміщенню осередка деформації 
забезпечуючи її рівномірність та зменшення розкиду температур у різних областях 
штампованої поковки , (рисунок 41). 
На рисунку 42 показано положення в штампі поковки, осадженої 
максимального діаметра штампувального джерела. Сумарне осадження на 77 % 
59 
веде до потонання поковки і максимально наближає її форму і розміри в плані до 
форми і розмірів у плані  штамповочного джерела, що посилює ефект витяжки при 
деформуванні металу в штампі (рисунок 43). 
 
Рисунок 42. Положення у штампі заготовки фланця, осадженої на 77 % 
 
Рисунок 43. Розподіл полів деформацій (ліворуч) та температур (праворуч) 
по перерізу фланця, отриманого з осадженої на 77 % заготовки 
В результаті ще більше підвищується рівномірність деформаційного 
опрацювання металу поковки фланця (рисунок 43), знижується деформаційний 
розігрів і, навпаки, охолодження металу в штампі, що виразно показує його 
структуру (рисунок 44). Перехід до виготовлення штампованих поковок фланців за 
схемою витяжки з наступним зворотним видавлюванням [36] спричиняє зміну 
механізмів деформації з міжзеренного, з властивими йому рекристалізованим 
зростанням зерна та активними фазовими перетвореннями, на внутрішньозеренний 
[24, 35…39]. 
60 
 
Рисунок 44. Макроструктура поковки фланця, отриманого з осадженої на 
77% заготовки з нагрівання до 1010 0C. 
Порівняння макроструктури такої поковки з макроструктурою поковки, 
отриманої за базовою технологічною схемою (рисунок 24,25) свідчить про те, що 
використання ефекту витяжки суттєво підвищує рівномірність деформаційних 
процесів при формоутворенні поковок (рисунок 18,23).  Зменшення 
деформаційного розігріву в зонах локалізованих деформацій на тлі меншого 
охолодження та налипання поверхневих шарів матеріалу заготовки перешкоджає 
динамічній рекристалізації, що дозволяє обмежити зростання зерна. Однак, 
деформація з нагрівання до 1010 0С все ще не дозволяє в потрібній мірі придушити 
локалізаційні процеси, що ускладнює обмеження розмірів зерна до допустимих 
значень. 
Порівняння розподілу температур перерізу поковок фланців, отриманих з 
використанням різних технологічних схем, дозволяє стверджувати, що зі 
зростанням ефекту витяжки підвищується їх рівномірність. Однак і в 
найсприятливішому випадку температура матеріалу поковки на завершальній 
стадії її формоутворення перевищує допустимі для титанового сплаву ВТ20 межі 
(рисунок 43) [3, 33]. 
На цій підставі прийнято рішення про проведення математичного 
моделювання та пробного штампування фланців із нагрітих перед деформацією до 
970 0С заготовок (проти 1010 0С за базовою технологією). Макроструктура 
61 
штампованої поковки фланця, отриманого з нагріву до 970 0С із заготовки, 
попередньо осадженої на 78%, представлена на рисунку 45. 
 
Рисунок 45. Макроструктура поковки фланця зі сплаву ВТ20, отриманого з 
осадженої на 77% заготовки з нагрівання до 970 0C. 
Порівняння результатів математичного моделювання показує, що зниження 
температури нагріву заготовок з 1010 0С до 970 0С є ефективним методом 
обмеження величини максимальної температури поковок зі сплаву ВТ20. Так, 
максимальна температура поковок фланців, отриманих з осаджених на 38, 60, і 77% 
заготовок, знизилася на 70, 19, і 12 0С, склавши 1169, 1166 і 1153 0С. Про це свідчить 
аналіз макроструктур поковок фланців, отриманих з осаджених на 77% заготовок з 
нагріву до 1010 0С і 970 0С, представлених на рисунках 44 та 45. 
 
Рисунок 46. Кошикова (ліворуч) і змішана глобулярно-пластинчаста 
(праворуч) мікроструктура матеріалу (× 500) фланця зі сплаву ВТ20, отриманого з 
осадженої на 77% заготовки з нагрівання до 970 0C. 
62 
 
Рисунок 47. Пластинчаста (ліворуч) і змішана глобулярно-пластинчаста 
(праворуч) мікроструктура (× 500) матеріалу фланця зі сплаву ОТ4-1, отриманого 
з осадженої на 77% заготовки з нагрівання до 930 0C. 
Таке технологічне рішення [46] забезпечує характеристики структури 
поковки, вказані вимогами [3, 33], причому за меншу кількість технологічних 
переходів [35]. 
По всьому робочому контуру поковки, що безпосередньо йде на виготовлення 
кінцевої чистової деталі, макроструктура характеризується величиною зерна не 
більше бала 1, і тільки в зоні дна фланця, що видаляється, - не більше бала 2 по [21]. 
Мікроструктура матеріалу поковки зі сплаву ВТ20 відповідає кошиковому і 
проміжному між глобулярним і пластинчастим типом, сформованим з 
переважанням внутрішньозерненого дефрагментаційного механізму (рисунки 
46,48). 
Мікроструктура поковки фланця зі сплаву ОТ4-1 представлена дещо більшим 
зерном пластинчастої будови, але також повністю відповідає вимогам нормативних 
документів (рисунок 47). 
63 
 
Рисунок 48. Мікрокристалічна структура матеріалу фланця зі сплаву ВТ20, 
отриманого з осадженої на 77% заготовки з нагрівання до 970 0C. 
З розглянутих процесів випливає ще один висновок, а саме: ефект витяжки 
осадженої поковки в штампі вище, а ефект зворотного видавлювання тим менше, 
чим тонше вона виявляється. Це означає, що призначені при розробці серійних 
поковок фланців - надлишкові припуски та напуски обмежують можливості 
удосконалення процесу формоутворення. На наступному етапі досліджень 
проводилася оцінка можливості та доцільності розробки креслень поковок [10, 29], 
відповідних чинним стандартам у частині призначення технологічних припусків і 
напусків на одержувані відкритим гарячим об'ємним штампуванням поковки. 
3.2 Особливості формоутворення штампованих поковок фланців без 
додаткових технологічних напусків 
Відповідно до раніше сформульованих висновків, на підставі чинної 
нормативної документації [10, 23, 28, 29] розроблено креслення штампованої 
поковки фланця зі зменшеними припусками та напусками. Також прийнято 
рішення зменшити величину розташованих у зоні торців поковок фланців 
додаткових технологічних припусків, скоротивши їхню величину до 5 мм проти 10 
мм раніше. Розробка нової конфігурації дозволила скоротити масу поковок фланця 
на 22%. Для отримання штампованих поковок допрацьованої конфігурації 
пропонується використовувати заготовки Ø 100×100 (проти Ø 100×125 мм раніше). 
64 
Зменшення кількості потрібного для формування поковки металевого 
матеріалу дозволило б зменшити діаметр вихідного прутка з Ø 100 до Ø 80 мм, 
однак осадження високих заготовок часто небажане, оскільки провокує розвиток 
міжзереного механізму деформації, та пов'язаних з ним явищ [39 ... 41]. Вирішено 
зберегти вихідний діаметр пруткових заготовок. 
На основі сформульованих  висновків, показані процеси формоутворення 
поковок для ступенів осадження 45 та 55% з нагрівання до 970 0С. 
На рис. 49…51 представлено розподіл полів накопичених деформацій і 
температур перерізу поковки фланця, отриманої з осаджених на 45 і 55 % 
заготовок.  
 
Рисунок 49.  Положення у доопрацьованому штампі осаджених на 45 % 
(ліворуч) та 55 % (праворуч) заготовок фланця та розподіл за їх перерізами 
накопичених деформацій 
 
Рисунок 50. Поля деформацій і температур перерізу отриманого з осадженої 
на 45% з нагріву до 970 0С заготовки фланця 
З аналізу розподілу деформацій і температур слідує, що призначення при 
розробці креслень штампованих поковок регламентованих [10, 23, 28, 29] напусків 
і припусків, а так само скорочення величини видалених припусків на торцях 
65 
фланця, дозволили підвищити рівномірність деформації та зменшити 
деформаційний розігрів шляхом посилення ефекту витяжки. 
 
Рисунок 51. Поля деформацій і температур по перерізу отриманого з 
осадженої на 55% з нагрівання до 970 0С заготовки фланця 
Так, зменшився деформаційний розігрів та охолодження матеріалу поковок в 
інструменті. Для фланця допрацьованої конфігурації різниця між максимальними 
та мінімальними температурами склала 538 0С (1118 та 580 0С відповідно) та 517 
0С (1086 та 569 0С відповідно). 
При цьому найменше значення температур спостерігається на поверхні 
штампованої поковки в застійній зоні поблизу нижнього торця, що видаляється в 
процесі механічної обробки, а найбільше - в зоні облою, що видаляється при 
обрізанні після штампування. Таким чином, настільки значний розкид температур 
не є критичним, і в області розташування чистової деталі температурний контраст 
суттєво нижчий, температура металевого матеріалу становить 800…900 0С, що 
цілком відповідає рекомендованим температурам. 
Крім цього, потонення заготовки забезпечило більше наближення форми 
штампованих поковок до форми чистових деталей та краща відповідність зон 
якісного деформаційного опрацювання їх профілю. Цей ефект важливий для 
поковки фланця, досяжний напрямок деформованого матеріалу якого (рисунок 
50,51) в зоні торців (рис. 15) близький до перпендикулярної площини майбутнього 
зварного шва, забезпечуючи його якість. 
Характерним є порівняння величини накопиченої деформації металом 
фланців, отриманих з мінімально і максимально осаджених заготовок. Для фланця 
66 
співвідношення максимальних значень накопичених деформацій до мінімальних у 
першому випадку становить 23,38 (4,94 та 0,21 лог. од., рисунок 50), у другому 
випадку – 4,09 (2,242 та 0,548 лог. од., рисунок 51). Це означає, що при отриманні 
штампованих поковок з використанням ефекту витяжки  не тільки зростають 
максимальні значення накопичених деформацій, а й кратно зменшується їх 
нерівномірність. 
Важливо, що посилення ефекту витяжки і наближення конфігурації 
штампування до конфігурації чистової деталі, сприятливо позначається на 
рівномірності деформаційного опрацювання матеріалу поковок і відповідності 
напрямку волокна чистової деталі. В результаті може бути забезпечений 
підвищений рівень властивостей одержуваних деталей, оскільки одержуване в 
процесі (α+β) – деформації спрямована нерівноосна структура в даному випадку 
краща, ніж рівноосна, одержувана при деформації в температурній області β. 
Таким чином, підтверджено ефективність використання ефекту витяжки при 
штампуванні фланців допрацьованої конфігурації в інтервалі температур (α+β) - 
стан як засіб підвищення якості.  Крім цього, досягається зниження потрібного для 
формоутворення поковок фланця кількості металевого матеріалу на 22% відносно 
базового технологічного процесу. 
Для знаходження додаткових способів підвищення однорідності 
деформаційних процесів та управління співвідношенням внутрішньозеренно-
дефрагментаційного та міжзерено-рекристалізаційного механізмів деформації, далі 
будуть проаналізовані особливості осадження заготовок з титанових сплавів у 
конічних (увігнуто-опуклих) бойках. 
3.3 Параметри технологічного процесу та узагальнені залежності 
поведінки металу, що деформується в процесі формоутворення фланців 
Проведені дослідження особливостей формоутворення фланців залежно від 
конфігурації штампувального джерела, параметрів попереднього фасонування 
вихідної заготовки та температури нагріву металу перед деформацією дозволили 
67 
сформулювати загальні технологічні рекомендації, дотримання яких забезпечить 
отримання якісних поковок та чистових деталей із заданим рівнем властивостей. 
Узагальнюючи результати математичного моделювання, побудовано графіки 
залежності розподілу накопиченої деформації та полів температур на кінцевому 
етапі формоутворення фланців (рисунки 52,53) від типу вихідної заготовки, і від 
величини її фасонування перед штампуванням. Розташування точок, у яких 
встановлювалися відповідні значення, представлено на рисунку 13. 
Побудовано графіки, які застосовуються до формоутворення поковок фланців 
серійної та доопрацьованої конфігурації, отриманих з нагрівання до 1010 і 970 0С. 
Для фланців зазначена залежність наведена у спрощеному вигляді (рис. 54, 55). 
Дослідження показали значну залежність структури осаджених заготовок від 
температури нагрівання та кількості переходів осадження та кантовки, тому 
прийнято рішення проводити штампування осаджених заготовок після їхнього 
попереднього підігріву до температури штампування. Таке рішення гармонізує 
структуру поковок, зменшує локалізацію деформаційних процесів у процесі 
штампування. Зокрема, скорочується температурний розкид у різних областях 
штампованих поковок, оскільки зменшуються деформаційний розігрів та 
охолодження поверхневих шарів заготовки при їх контакті з матеріалом штампу. В 
результаті обмежується розвиток міжзеренного рекристалізаційного 
деформаційного механізму на користь внутрішньозеренного дефрагментаційного, 
разом із спрямованою дрібнозернистою (α+β) – структурою забезпечуючи 
підвищені характеристики матеріалу штампованих поковок та одержуваних 
чистових деталей (і вузлів). 
На представлених на рисунках 52, 53,54,55 графіках -  по осі абсцис у % 
показано ступінь осадження вихідної заготовки в плоских бойках, по осі ординат – 
значення температур у контрольних точках (рисунок 13) фланців. Значення 
осадження заготовки (в %) зростають зліва на право, у міру того, як заготовка стає 
все більш тонкою, і зростає ефект витяжки при штампуванні. 
68 
Аналогічно, на рисунках 52,53, представлені величина накопиченої 
матеріалом штампованих поковок деформації в логарифмічних одиницях в 
контрольних точках залежно від ступеня осадження вихідних пруткових заготовок, 
іншими словами - від ступеня витяжки. 
Залежність значень накопиченої деформації матеріалу штампованих поковок 
від параметрів заготовок, що використовуються, носить складний характер. 
Загалом вона така, що з потопленням обложеної заготовки, як наслідок – 
збільшенням ефекту витяжки, розкид значень накопиченої матеріалом 
штампованих поковок деформації знижується, підвищується мінімальні значення 
накопиченої деформації і знижуються максимальні. При цьому чисельні 
характеристики базових технологічних процесів є одним із найгірших серед 
змодельованих. 
 
Рисунок 52. Залежність найбільшої та найменшої температури та деформації 
у поковці фланця стандартної конфігурації, отриманої з нагрівання до 1010 0С від 
ступеня осадження заготовки Ø100×125 мм. 
 
69 
Рисунок 53. Залежність найбільшої та найменшої температури та деформації 
у поковці фланця допрацьованої конфігурації, отриманої з нагріву до 970 0С від 
ступеня осадження заготовки Ø100×100 мм. 
Таким чином, зниження деформаційного розігріву і взагалі неоднорідності 
температурного поля перерізу поковок є наслідком підвищення рівномірності 
деформації. В результаті формоутворення за схемою витяжки з подальшим 
зворотним видавлюванням характеризується переважанням внутрішньозеренного 
механізму деформації, чим досягається отримання рівномірно деформованої, 
дрібнозернистої, без великих утворень небажаних α'-, α''-, і ω-фаз. Все це гармонізує 
структуру поковок, що отримуються за такою схемою. 
Однак при температурі нагріву металу перед деформацією до 1010 0С, верхня 
межа деформаційного розігріву та при використанні схеми витяжки перевищує 
рекомендований для сплавів ВТ20 і ОТ4–1 температурний інтервал деформації, 
досягаючи 1140 0С і більше (рисунок 52). Тому доцільно зниження температури 
нагріву деформації до 970 0С для сплаву ВТ20 і до 930 0С для сплаву ОТ4–1. 
Як випливає з рисунка 53, дотримання цього рішення дозволяє утримати 
значення температурного поля штампованої поковки в прийнятних межах завдяки 
обмеженню міжзереного рекристалізаційного механізму деформації. 
Отримані в таких умовах ковані та штамповані поковки характеризуються 
дрібнозернисою структурою допустимих [21] типів. Досягається мінімальний 
рівень внутрішніх напружень, внаслідок чого матеріал поковок і одержуваних 
чистових деталей не повинен бути схильний до прискореного руйнування в процесі 
обробки та експлуатації. Рівномірна дрібнозерниста структура з мінімальним 
вмістом великої α'– фази по межах зерен обмежить розкид процентного вмісту 
водню в металевому матеріалі, зменшить щільність третіх фаз по границях зерен, 
забезпечить підвищену суцільність і герметичність одержуваних деталей, якість 
одержуваних зварних з'єднань. Все це підвищить якість одержуваних фланців як 
деталей відповідального призначення. 
Порівняння процесів формоутворення фланців стандартної та доопрацьованої 
конфігурації, показує перевагу використання останніх. Використання більш тонкої 
70 
заготовки та доопрацьованого профілю штампованого поковки забезпечує більш 
рівномірний розподіл деформацій та температур. 
Зменшення припусків та напусків до номінальних [28, 29], зменшення 
торцевих припусків під зварювання додатково посилює ефект витяжки при 
отриманні штампованих поковок за розробленими відповідно до виявлених 
залежностей технологічних процесів. Характеристики температурного і 
деформаційного полів по перерізу поковок забезпечать домінування 
внутрішньозеренного дефрагментаційного механізму при обмеженні міжзереного 
рекристалізаційного механізму деформації, як наслідок – одержання 
дрібнозернистої спрямованої відповідно до профілю чистових деталей структури. 
Таким чином, комплекс проведених досліджень на основі комплексного 
підходу дозволив сформулювати методику, що дозволяє на прикладі поковок типу 
фланець керувати структурою, технологічними та службовими властивостями 
двофазних титанових сплавів ВТ20 та ОТ4–1. Встановлено, що паралельний 
контроль характеру та величини накопичених деформацій з одного боку, і 
температур, – з іншого, – дозволяє передбачати характер та стан деформованої 
структури поковок, рівень внутрішніх напружень, стабільність геометрії чистових 
деталей та керувати розміром зерна, типом мікроструктур деформованого 
матеріалу. Так, у вивчених поковках досягалося отримання подрібненої 
корзинчастої (ВТ20) або пластинчастої (ВІД4-1) структури). 
Висновок до розділу 3 
Математичне моделювання та експерименти отримання штампованих поковок 
фланців базової та доопрацьованої конфігурацій зі сплавів ОТ4–1 та ВТ20 
показали, що для забезпечення їх належної якості необхідна реалізація процесу з 
величезним переважанням внутрішньозеренного механізму деформації та 
придушенням міжзеренного. Це досягається використанням відкритого 
одноперехідного штампування за схемою витяжки і подальшого зворотного 
видавлювання деформованого металу. Вивчення металографії поковок дозволило 
71 
встановити, що одержання стабільно опрацьованої структури штампованих 
поковок сприяє деформації при знижених температурах. 
Встановлено, що використання ефекту витяжки дозволяє уникнути локалізації 
деформаційних процесів у прилеглих до пуансону областях поковки, характерну 
для процесу видавлювання, та забезпечити високу відповідність розподілу 
найбільшої накопиченої деформації профілю чистових деталей. Проста і дешева 
технологія виготовлення фланців одноджерельною відкритою гарячою 
штамповкою з осадженою в плоско-паралельних бойках заготовок забезпечує 
отримання дрібнозернистої рівномірно деформованої структури поковок з 
переважанням кошикової або пластинчастої (α + β) структури. 
У результаті сформульовано такі висновки. 
1. Для фланців доцільне їх формоутворення за схемою витяжки і 
подальшого зворотного видавлювання деформованого металу. Така схема 
підвищує рівномірність деформаційного опрацювання, зменшує розкид температур 
матеріалу штампованих поковок, як наслідок – обмежує міжзеренну деформацію, 
зростання зерен та утворення небажаних β– перетворених фаз α', α'', ω. 
2. Як заготовки під штампування доцільно використовувати пруткові 
заготовки, осаджені з кантівкою в плоско-паралельних бойках до діаметра, що 
забезпечує формоутворення поковок фланців за схемою комбінації витяжки і 
подальшого зворотного видавлювання. 
Ступінь деформації заготовки на завершальному переході осадження має 
становити 30…50 %, що дозволяє деформувати в штампі заготовку, що має 
рівномірно опрацьовану деформовану структуру. 
3. Додатково підвищити рівномірність деформаційного опрацювання та 
придушити розвиток міжзеренної деформації дозволяє зниження температури 
нагріву заготовок із сплавів ВТ20 та ОТ4–1 до 970 і 930 0С відповідно. Тоді 
структура одержуваних штампованих поковок фланців характеризується дрібним 
зерном, тріщиностійкою корзинчастою або пластинчастою структурою 
допустимих типів з малою кількістю небажаних - перетворених фаз α', α'', ω. 
72 
4. Моделювання формоутворення поковок фланців за схемою витяжки з 
подальшим зворотним видавлюванням показало, що конфігурації штампованих 
поковок, розроблені для штампування за схемою зворотного видавлювання, з точки 
зору витрати матеріалу, надмірні. Моделювання показало, що зменшення 
технологічних напусків і припусків до величин, близьких до номінальних, дозволяє 
не лише скоротити витрату потрібного дорогого матеріалу на 18…22 %, а й за 
рахунок додаткового стоншення заготовки посилити ефект витяжки, як наслідок – 
підвищити рівномірність деформаційного опрацювання, удосконалити структуру 
деформованого матеріалу. 
5. Дослідження свідчить про недоцільність попереднього фасонування 
невеликого розміру заготовок (фланець) з титанових сплавів у увігнуто-випуклих 
конічних бойках. Швидке охолодження матеріалу заготовок при одночасному 
активному утворенні тендітного альфованого шару спричиняє небезпеку 
руйнування заготовок по утворюючій в зоні малих меридіональних деформацій. 
Доцільно проведення попереднього фасонування перед штампуванням 
(осадження) у традиційних плоско-паралельних бойках. 
6. Рекомендовані технологічні рішення стосовно широко поширених 
титанових сплавів першого (ВІД4–1) та другого (ВТ20) покоління при мінімальних 
витратах підвищити характеристики та стабільність властивостей одержуваних з 
них поковок (штамповок) та чистових деталей. 
 
73 
Розділ 4. Охорона праці та безпека в надзвичайних ситуаціях 
4.1Забезпечення евакуації людей 
4.1.1 Загальні положення 
4.1.1.1 Для забезпечення безпечної евакуації людей повинні передбачатися 
заходи, спрямовані на: 
- створення умов для своєчасної та безперешкодної евакуації людей у разі 
виникнення пожежі; 
- захист людей на шляхах евакуації від дії небезпечних факторів пожежі. 
4.1.1.2 Зазначені у 4.1.1.1 заходи забезпечуються комплексом об’ємно-
планувальних, конструктивних, інженерно-технічних рішень, які слід приймати з 
урахуванням призначення, категорії за вибухопожежною та пожежною 
небезпекою, ступеня вогнестійкості та висоти (поверховості) будинку, кількості 
людей, що евакуюються. 
4.1.1.3 Евакуація  людей на випадок пожежі повинна передбачатися по шляхах 
евакуації через евакуаційні виходи. 
4.1.1.4 Частини будинку різного призначення, відділені протипожежними 
стінами 1-го типу (протипожежні відсіки), повинні бути забезпечені самостійними 
шляхами евакуації.  
4.1.1.5 Приміщення, розділені на частини перегородками, які 
трансформуються, або протипожежними завісами (екранами) повинні мати 
самостійні евакуаційні виходи з кожної частини. 
4.1.1.6 Ліфти, у тому числі призначені для транспортування підрозділів 
пожежної охорони, ескалатори та інші механічні засоби транспортування людей, а 
також засоби,  передбачені для їх рятування під час пожежі, не слід враховувати 
під час проектування шляхів евакуації.  
Виходи, які не відповідають 4.1.2.1 цих Норм, також не повинні враховуватися 
під час розрахунку та проектуванні шляхів евакуації, за винятком випадків, 
обумовлених НД.  
 
74 
4.1.1.7 Не дозволяється розміщувати приміщення категорій А і Б 
безпосередньо над або під приміщеннями,  призначеними для одночасного 
перебування понад 50 осіб. 
4.1.1.8 Евакуаційні виходи, шляхи евакуації повинні мати позначення з 
використанням знаків пожежної безпеки за ГОСТ 12.4.026. 
4.1.2 Евакуаційні виходи 
4.1.2.1 Виходи відносяться до евакуаційних, якщо вони ведуть із приміщень: 
а) першого поверху - назовні безпосередньо або через коридор, вестибюль 
(фойє), сходову клітку; 
б) будь-якого надземного поверху, крім першого: через коридор, хол, фойє до 
сходової клітки або сходів типу С3; безпосередньо до сходової клітки або сходів 
типу С3; 
в) у сусіднє приміщення на тому ж поверсі, яке забезпечено виходами, 
зазначеними в підпунктах а) та б), за винятком випадків, обумовлених НД; 
г) цокольного, підвального, підземного поверхів - назовні безпосередньо, 
через сходову клітку або через коридор, який веде до сходової клітки, що має вихід 
назовні безпосередньо або ізольований від розташованих вище поверхів. 
Допускається: 
д) евакуаційні виходи з цокольних, підвальних та підземних поверхів 
передбачати через загальні сходові клітки з окремим виходом назовні, який 
відокремлюється від іншої частини сходової клітки суцільною протипожежною 
перегородкою 1-го типу на висоту одного поверху; 
е) евакуаційні виходи із фойє, гардеробних, приміщень для паління та 
санітарних вузлів, розташованих у цокольних, підвальних та підземних поверхах 
будинків громадського призначення, передбачати у вестибюль (фойє), коридор 
першого поверху по окремих сходах типу С2.  
4.1.2.2 Евакуаційні виходи не влаштовуються через розсувні та піднімально-
опускні двері й ворота, двері, що обертаються, та турнікети, що обертаються або 
розсуваються. 
75 
Хвіртки в двостулкових, розтульних, розсувних та піднімально-опускних 
воротах можуть вважатися евакуаційними виходами за умови виконання 4.1.2.7, 
4.1.2.8. Висота порога в таких хвіртках повинна бути не більше як 0,1 м.   
4.1.2.3 Евакуаційні виходи назовні допускається передбачати через тамбури.  
4.1.2.4 Ширину тамбурів або тамбур-шлюзів слід приймати більшою за 
ширину виходів (прорізів) не менш як на 0,5 м (по 0,25 м з кожного боку прорізу), 
а глибину – більшу за ширину виходу (прорізу) на 0,2 м, але не меншу за 1,2 м. 
4.1.2.5 З будинку, з кожного поверху та з приміщення слід передбачати не 
менше двох евакуаційних виходів, за винятком випадків, обумовлених НД.  
Допускається передбачати один евакуаційний вихід із: 
а) приміщення з одночасним перебуванням не більше як 50 людей, якщо 
відстань від найвіддаленішої точки підлоги до зазначеного виходу не перевищує 25 
м; 
б) приміщення площею не більше як 300 м2,  розташоване у цокольному, 
підвальному, підземному поверхах, якщо кількість людей, які постійно 
перебувають у ньому, не перевищує 5 осіб. При кількості людей від 6 до 15 
допускається передбачати другий вихід через люк з розмірами не менше як 0,6 м х 
0,8 м  з вертикальними металевими сходами завширшки не менше 0,45 м  або через 
вікно з розмірами не менше як 0,75 м х 1,5 м і з пристосуванням для виходу. Вихід 
через приямок повинен бути обладнаний металевими сходами (або скобами) в 
приямку; 
в) цокольного, підвального, підземного поверхів площею не більше 300 м2  та 
призначених для одночасного перебування не більше 5 людей. При кількості людей 
від 6 до 15 з поверху повинен передбачатися додатковий вихід відповідно до 
підпункту б) цього пункту.  
4.1.2.6  Кількість евакуаційних виходів з будинку повинна бути не меншою за 
кількість евакуаційних виходів з будь-якого його поверху.  
4.1.2.7 Евакуаційні виходи повинні розташовуватися розосереджено.  
76 
Мінімальну відстань L (м) між найвіддаленішими один від одного 
евакуаційними виходами з приміщення слід визначати за емпіричною формулою: 
L = 1,5  ,  
де П - периметр приміщення (м). 
Примітка.  Відстань між евакуаційними виходами з приміщення вимірюється 
за периметром внутрішніх стін приміщення між краями прорізів евакуаційних 
виходів. 
4.1.2.8 Висота та ширина у просвіті евакуаційних виходів (дверей) для 
будинків різного призначення встановлюється відповідними НД. При цьому висота 
цих виходів повинна бути не меншою за 2,0 м, а ширина – 0,8 м.   
Ширина зовнішніх дверей сходових кліток і дверей, що ведуть зі сходових 
кліток до вестибюля, повинна бути не меншою за розрахункову ширину  сходових 
маршів, але не меншою за ширину маршів, встановлену в 4.1.4.1.  
4.1.2.8 Висоту дверей і проходів, що ведуть до приміщень без постійного 
перебування в них людей, а також висоту дверей, що ведуть до цокольних, 
підвальних, підземних поверхів, допускається зменшувати до 1,9 м, а дверей, що є 
виходами на горище або суміщене покриття – до 1,5 м.  
4.1.2.9 Двері евакуаційних виходів і двері на шляхах евакуації повинні 
відчинятися у напрямку виходу людей з будинку.  
 Не нормується напрямок відкривання дверей для: 
а)   квартир у житлових будинках;  
б) приміщень з одночасним перебуванням не більше 15 осіб, крім приміщень 
категорій А та Б, а також парильних саун; 
в) комор і технічних приміщень площею не більше за 200 м2 і без постійних 
робочих місць; 
г) технічних поверхів, в яких розміщується тільки інженерне обладнання 
будинку та без постійних робочих місць; 
д) балконів, лоджій (за винятком дверей, що ведуть до зовнішньої повітряної 
зони сходових кліток типу Н1); 
77 
е) виходів на площадки сходів типу С3;  
ж) санітарних вузлів. 
4.1.2.10 Двері евакуаційних виходів з коридорів поверху, сходових кліток, 
вестибюлів (фойє) не повинні мати запорів, що перешкоджають їх вільному 
відкриванню зсередини  без ключа.  
4.1.2.11 Пристроями для самозачинення та ущільненнями в притулах повинні 
бути обладнані двері виходів: 
а) до сходових кліток типів Н1, Н2, Н3, Н4, у тому числі двері зовнішньої 
повітряної зони сходової клітки типу Н1; 
б) з коридору до сходової клітки, вестибюля (фойє), а також до приміщення, в 
якому розташовані сходи типу С2; 
в) з приміщень безпосередньо на сходові клітки, у вестибюль (фойє); 
г) з ліфтових холів і тамбур-шлюзів з підпором повітря.  
4.1.2.12 Із технічних поверхів, призначених тільки для розміщення 
інженерного обладнання та прокладання комунікацій будинку, допускається 
влаштовувати виходи через двері з розмірами не менше як 0,75 м х 1,5 м або люки 
з розмірами не менш як 0,6 м х 0,8 м,  обладнані вертикальними металевими 
сходами.  
 При площі технічного поверху до 300 м2 допускається влаштовувати один 
вихід, а на кожні наступні повні та неповні 2000 м2 площі слід передбачати ще не 
менше одного виходу.  
Виходи з технічного поверху, який має позначку підлоги, нижчу за позначку 
поверхні землі, повинні влаштовуватися безпосередньо назовні. Дозволяється такі 
виходи проектувати за 4.1.2.1 як для цокольних, підвальних і підземних поверхів. 
4.1.3 Евакуаційні шляхи 
4.1.3.1 Евакуаційні шляхи слід проектувати з урахуванням 4.1.1.6, 4.1.2.1. 
Вони не повинні включати ділянки, що ведуть: 
 а) через ліфтові холи і тамбури перед ліфтами у будинках зі сходовими 
клітками типів Н1 – Н4; 
78 
 б) через приміщення, виходи із яких повинні бути закриті відповідно до умов 
експлуатації;  
 в) транзитом через сходові клітки, коли площадка сходової клітки є частиною 
коридору; 
 г) покрівлею будинку, за винятком покрівель, що експлуатуються, або 
спеціально обладнаної ділянки покрівлі.   
4.1.3.2 Гранично допустима відстань по шляхах евакуації від найвіддаленішої 
точки підлоги приміщення (для приміщень виробничого призначення – 
найвіддаленішого робочого місця) до найближчого евакуаційного виходу в 
коридор, на сходи, сходову клітку або безпосередньо назовні повинна 
обмежуватися та прийматися з урахуванням призначення, категорії за 
вибухопожежною та пожежною небезпекою цього приміщення, ступеня 
вогнестійкості будинку, чисельності людей, які евакуюються, геометричних 
параметрів приміщень та евакуаційних шляхів, розташування технологічного та 
іншого обладнання. Ця відстань вимірюється по осі евакуаційного шляху та 
встановлюється НД з проектування будинків відповідного призначення.  
 Довжину шляху евакуації сходами типу С2 слід приймати такою, що 
дорівнює потрійній висоті їхніх маршів.  
  4.1.3.3 У будинках усіх ступенів вогнестійкості, крім будинків V ступеня 
вогнестійкості, на шляхах евакуації не дозволяється застосовувати будівельні 
матеріали з вищою пожежною небезпекою, ніж: 
а) Г1, В1, Д2, Т2 - для оздоблення стін, стель і заповнення в підвісних стелях 
вестибюлів, сходових кліток, ліфтових холів; 
 б) Г2, В2, Д2, Т2 - для оздоблення стін, стель і заповнення в підвісних стелях 
коридорів, холів і фойє; 
 в) Г2, РП1, Д2, Т2 - для покриттів підлог вестибюлів, сходів, сходових кліток, 
ліфтових холів; 
 г) В2, РП2, Д2, Т2 - для покриттів  підлог коридорів, холів, фойє. 
79 
Дозволяється в коридорах, холах (окрім ліфтових холів), фойє влаштовувати 
підлоги з деревини.  
Каркаси підвісних стель на шляхах евакуації та у приміщеннях слід 
виконувати з негорючих матеріалів. 
 4.1.3.4 У коридорах поверхів не дозволяється розміщувати: 
а) обладнання, комунікації, які виступають з площини стін на висоті, меншій 
за 2 м (крім випадків, обумовлених НД); 
б) трубопроводи та інші комунікації для транспортування горючих газів, 
рідин, матеріалів, пилоповітряних сумішей; 
в) шафи, у тому числі вбудовані, за винятком шаф для комунікацій будинку та 
пожежних кранів. При цьому шафи для комунікацій повинні виконуватися з 
негорючих матеріалів.  
Примітка.  На шляхах евакуації дозволяється розміщувати шафи для 
пожежних кранів, які виступають за площину стіни, за умови, що ці шафи не 
зменшують нормовану ширину евакуаційного шляху. 
 4.1.3.5 Коридори поверхів за довжиною слід поділяти протипожежними 
перегородками 2-го типу на ділянки, довжина яких встановлюється СНиП 2.04.05 
або іншими НД, але вона не повинна перевищувати 60 м.  
У будинках з умовною висотою понад 26,5 м зазначені перегородки повинні 
бути протипожежними 1-го типу.  
 4.1.3.6 Висота та ширина шляхів евакуації встановлюється НД відповідно до 
призначення будинку. При цьому висота шляхів евакуації повинна бути не меншою 
як 2,0 м, а їхня ширина – 1,0 м.  
  Ширину проходів до одиночних робочих місць у межах одного приміщення 
дозволяється зменшувати до 0,7 м. 
 4.1.3.7 За наявності дверей, що відчиняються з приміщень у коридори 
поверхів, ширину евакуаційних шляхів по коридору слід приймати такою, що 
дорівнює ширині коридору, яку зменшено: 
80 
 а) на половину ширини дверного полотна - при розташуванні дверей з одного 
боку коридору; 
 б) на ширину дверного полотна - при розташуванні дверей з двох боків 
коридору.  
 4.1.3.8 На підлозі на шляху евакуації не допускається влаштовувати перепади 
висот і виступи, за винятком: 
а) перепаду висот, на якому влаштовано пандус з ухилом не більше як 1:6; 
б) перепаду висот понад 45 см, на якому влаштовані сходи, що мають не менше 
3-х східців і огородження з поручнями; 
в) порогів, які влаштовуються в евакуаційних виходах і мають висоту не більш 
як 0,05 м. 
 4.1.3.9 На шляхах евакуації не дозволяється влаштовувати гвинтові сходи та 
забіжні східці, а також сходові марші з різною шириною проступів та різною 
висотою присхідців у межах одного сходового маршу, за винятком випадків, 
обумовлених у НД.  
4.1.3.10 У вестибюлях дозволяється розміщувати відкриті гардероби, 
огороджені робочі місця для охорони таким чином, щоб вони не перешкоджали 
евакуації людей. Огородження  робочих місць для охорони повинно виконуватися 
з негорючих матеріалів або матеріалів групи горючості Г1. 
4.1.3.11 У будинках І, ІІ, ІІІ ступенів вогнестійкості вестибюлі, що мають 
сполучення зі сходовими клітками, повинні відокремлюватися від суміжних 
приміщень протипожежними перегородками 1-го типу та перекриттями 3-го типу. 
У разі влаштування виходів із суміжних приміщень безпосередньо у вестибюль у 
зазначених перегородках необхідно встановлювати протипожежні двері 2-го типу. 
 Дозволяється не відокремлювати вестибюль протипожежними 
перегородками, якщо сходова клітка, крім виходу у вестибюль має вихід 
безпосередньо назовні.  
81 
Для будинків І ступеня вогнестійкості межа вогнестійкості зазначених 
протипожежних перегородок має бути не меншою за ЕІ 60, а протипожежного 
перекриття - REI 60. 
4.1.4 Евакуація по сходах і сходових клітках 
4.1.4.1 Ширина у просвіті сходового маршу, повинна бути не меншою за 
розрахункову  та не меншою за ширину евакуаційного виходу (дверей) на сходову 
клітку з поверху, на якому перебуває найбільша кількість людей. При цьому 
ширина сходового маршу не повинна бути меншою за 1,0 м (крім спеціально 
обумовлених у НД випадків). 
Примітка.  Ширина сходового маршу визначається як відстань між стіною та 
його огородженням або між його огородженнями. Така ширина не повинна 
перевищувати довжину проступів. 
4.1.4.2 Ширина сходових площадок повинна бути не меншою за ширину 
маршу, а перед входами до ліфтів з розтульними дверима - не меншою за суму 
ширини маршу та половину ширини дверей ліфта (але не менш як 1,6 м).  
 Проміжні площадки у прямому сходовому марші повинні мати ширину не 
менше 1 м. 
4.1.4.3  Ухил сходів (сходових маршів) повинен бути не більш як 1:1; ширина 
проступів - не менш як 0,25 м, а висота східця - не більш як 0,22 м, крім спеціально 
обумовлених у НД випадків.   
 Допускається: 
 а) збільшувати до 2:1 ухил відкритих сходів для проходу до одиночних 
робочих місць; 
 б) зменшувати до 0,22 м ширину проступів у вузькій частині криволінійних 
у плані сходів, які допускаються НД для використання під час евакуації людей; 
 в) зменшувати до 0,12 м ширину проступів сходів, що ведуть тільки до 
приміщення, в якому одночасно може перебувати не більше 5 людей (крім 
приміщень категорій А і Б).  
82 
4.1.4.4  Сходові клітки типу СК1 можуть передбачатися в будинках будь-якого 
призначення з умовною висотою не більш як 26,5 м.  
Сходові клітки типу СК2 дозволяється передбачати в будинках І, ІІ, ІІІ 
ступенів вогнестійкості житлового та громадського призначення з умовною 
висотою не більше 9 м, за винятком випадків, обумовлених у НД. 
4.1.4.5  У будинках громадського призначення допускається передбачати не 
більше 50% сходових кліток типу СК2 від загальної кількості евакуаційних сходів 
і сходових кліток. 
4.1.4.6 У житлових будинках секційного типу із сходовими клітками типу СК2 
у кожній квартирі, розташованій вище першого поверху, слід передбачати вихід на 
відкритий балкон (лоджію) із суцільним простінком не менш як 1,2 м від торця 
балкону (лоджії) до віконного (дверного) прорізу, або не менш як 1,6 м – між 
заскленими прорізами, що виходять на балкон (лоджію). 
4.1.4.7 У будинках з умовною висотою більшою за 26,5 м слід передбачати 
незадимлювані сходові клітки, зазвичай типу Н1. Можливість застосування 
сходових кліток типів Н2, Н3, Н4 визначається НД відповідно до призначення 
будинку.  
4.1.4.8 Сходи типу С3 слід розміщувати біля зовнішніх стін будинку, з межею 
вогнестійкості не нижче за REI 30. Ці сходи повинні мати ширину не менше 0,7 м, 
площадки на рівні евакуаційних виходів та огородження заввишки 1,2 м.  
Сходи типу С3 слід виконувати з негорючих матеріалів і розташовувати на 
відстані, не меншій за 1 м від віконних прорізів.   
Під час проектування сходів типу С3 слід передбачати заходи щодо захисту 
від обледеніння маршів, проступів і площадок.  
4.1.4.9 Не дозволяється передбачати евакуацію людей з будинку тільки 
сходами типу С3, крім випадків, обумовлених у НД. 
4.1.4.10 У сходових клітках не допускається розміщувати: 
а) обладнання, яке виступає за площину стін на висоті до 2,2 м від поверхні 
проступів маршів і сходових площадок; 
83 
б) паропроводи, газопроводи, трубопроводи для транспортування горючих 
рідин, повітроводи; 
 в) шафи, в тому числі вбудовані, крім шаф для пожежних кранів; 
 г) електричні кабелі та проводи, крім електропроводки для освітлення 
коридорів і сходових кліток; 
 д) вбудовані приміщення будь-якого призначення; 
 е) виходи з вантажних ліфтів і вантажних підіймачів, сміттєпроводи. 
У житлових будинках з умовною висотою до 26,5 м у сходових клітках типів 
СК1, СК2 дозволяється передбачати сміттєпроводи та електропроводку для 
освітлення квартир.  
У сходових клітках типів Н1, Н2, Н3, Н4 дозволяється розміщувати тільки 
прилади водяного опалення. 
Примітка. Шафи для пожежних кранів влаштовуються з урахуванням 
примітки до 4.1.3.4.   
4.1.4.11 В об’ємі сходових кліток типів СК1, СК2 дозволяється розміщувати 
не більше двох пасажирських ліфтів, при цьому вони повинні опускатися не нижче 
першого поверху. Огороджувальні конструкції  таких ліфтових шахт і кабін ліфтів 
мають бути з негорючих матеріалів, їхня межа вогнестійкості не нормується. 
  4.1.1.12 Сходові клітки повинні мати вихід назовні на прилеглу до будинку 
територію безпосередньо або через вестибюль (фойє) першого поверху. При цьому 
вестибюль (фойє) слід відокремлювати від коридорів перегородками з дверима, а 
від суміжних приміщень - відповідно до 4.1.3.11. 
 Сходові клітки типу Н1 повинні мати вихід тільки безпосередньо назовні.  
 Дозволяється передбачати сполучення сходових кліток типу Н1 з 
вестибюлем (фойє) через зовнішню повітряну зону, а сходових кліток типів Н2, Н3, 
Н4 – через протипожежний тамбур-шлюз 1-го типу.  
4.1.4.13 При влаштуванні евакуаційних виходів з двох сходових кліток через 
загальний вестибюль (фойє) одна з них, крім виходу до вестибюлю (фойє), повинна 
мати вихід безпосередньо назовні.  
84 
4.1.4.14 Площа світлових прорізів, що відчиняються, у зовнішніх стінах 
сходових кліток типу СК1 має бути не менше як 1,2 м2. 
4.1.4.15 У сходових клітках типу СК2 засклені прорізи у покритті повинні мати 
площу не менше 4 м2 і люк для димовидалення площею не менше 1,2 м2 з 
дистанційним керуванням (з першого поверху). Просвіт між сходовими маршами у 
сходових клітках типу СК2 повинен бути завширшки не менше 0,7 м,  якщо інше 
не обумовлено у НД. 
4.1.4.16 Системи протидимного захисту сходових кліток типів Н2, Н3, Н4 
повинні відповідати вимогам  СНиП 2.04.05.  
У випадках, визначених НД, сходові клітки типу Н2 слід поділяти по висоті на 
секції  протипожежними перегородками 1-го типу.  
4.1.1.17 Незадимлюваність сходових кліток типу Н1 забезпечується 
конструктивними й об'ємно-планувальними рішеннями відкритих назовні 
переходів по балконах, лоджіях, галереях. 
Ці переходи не повинні розташовуватися у внутрішніх кутах зовнішніх стін 
будинку. 
Довжина відкритого назовні переходу визначається з розрахунку, щоб 
відстань між осями дверних прорізів виходу з поверху на такий перехід і входу до 
сходової клітки була не меншою за 2,2 м. Ширина переходу і висота його 
огородження повинні становити не менше як 1,2 м. 
 4.1.4.18 У будинках будь-якого призначення, крім житлових, дозволяється за 
умовами технології передбачати окремі сходи для сполучення між цокольним, 
підвальним, підземним поверхами та першим поверхом. Ці сходи не враховуються 
під час проектування шляхів евакуації, за винятком випадків, обумовлених в 
4.1.2.1. 
 Якщо зазначені сходи мають вихід у вестибюль (фойє) 1-го поверху, то 
сходові клітки надземної частини будинку, які мають вихід у цей вестибюль, 
повинні мати також вихід безпосередньо назовні.  
85 
 4.1.4.19  Відстань від виходу з цокольного, підвального, підземного поверхів 
у коридор або у вестибюль (фойє) першого поверху до виходу із сходової клітки 
повинна бути не менша за 5 м.  
4.1.4.20  У будинках І та ІІ ступенів вогнестійкості дозволяється передбачати 
сходи типу С2 із вестибюля до другого поверху з урахуванням вимог 4.36.  
 4.1.4.21 У будинках громадського призначення І та ІІ ступенів вогнестійкості 
з умовною висотою не більше 26,5 м, дозволяється застосовувати сходи типу С2, 
що з'єднують більше двох поверхів.  
 Крім сходів типу С2 зазначені будинки повинні мати сходові клітки, які 
відповідають вимогам цих Норм.  
4.1.4.22  Ескалатори у будинках слід проектувати відповідно до вимог, 
встановлених для сходів типу С2 у  4.1.4.20, 4.1.4.21. 
4.2 Основні інженерно-технічні засоби захисту від пожежі 
4.2.1 Автоматичні установки пожежогасіння та пожежної сигналізації 
4.2.1.1 Необхідність обладнання будинків і приміщень автоматичними 
установками пожежогасіння (АУП) та пожежної сигналізації (АУПС) слід 
визначати відповідно до НАПБ Б.06.004, інших НД з цього питання, у тому числі 
відомчих (галузевих) переліків, узгоджених з центральним органом державного 
пожежного нагляду.  
4.2.1.2 АУП поділяються: на типи за конструктивним виконанням 
(спринклерні, дренчерні, агрегатні, модульні) відповідно до ГОСТ 12.3.046; за 
видом вогнегасної речовини (водяні, пінні, газові, порошкові, аерозольні та 
комбіновані); за характером впливу на осередок пожежі або способом гасіння 
(гасіння по площі, локальне гасіння по площі, загальнооб’ємне гасіння, локально-
об’ємне гасіння, комбіноване гасіння); за способом пуску (з механічним, 
пневматичним, гідравлічним, електричним, термічним і комбінованим пуском).  
4.2.1.3  Вибір типу АУП, виду вогнегасної речовини, способу гасіння, типу і 
кількості автоматичних пожежних сповіщувачів, обладнання та апаратури АУПС 
слід здійснювати залежно від призначення, об’ємно-планувальних, 
86 
конструктивних і технологічних особливостей захищуваних будинків і приміщень, 
а також властивостей речовин і матеріалів, що в них містяться.   
Вибір типів АУП і сповіщувачів АУПС слід здійснювати з урахуванням 
економічної доцільності їхнього застосування згідно з ГОСТ 12.1.004. 
4.2.1.4 АУП повинні забезпечувати: 
- спрацювання протягом часу, який має бути меншим за час початкової стадії 
розвитку пожежі (критичного часу вільного розвитку пожежі) за ГОСТ 12.1.004; 
- локалізацію пожежі протягом часу, необхідного для введення в дію 
оперативних сил і засобів, або її ліквідацію; 
- розрахункову інтенсивність подачі та/або необхідну концентрацію 
вогнегасної речовини; 
- необхідну надійність функціонування.  
АУПС повинні забезпечувати: 
- спрацювання протягом часу, який має бути меншим за час початкової стадії 
розвитку пожежі; 
- необхідну надійність функціонування. 
4.2.1.5 Проектування та монтаж АУП та АУПС здійснюють відповідно до 
вимог ДБН В.2.5-13 та інших НД з цього питання. 
4.2.2 Протипожежне водопостачання для зовнішнього та внутрішнього 
пожежогасіння 
4.2.2.1 Населені пункти, підприємства, установи, організації, будинки повинні 
бути забезпечені протипожежним водопостачанням (протипожежними 
водопроводом, резервуарами, водоймами і т. ін.) для зовнішнього пожежогасіння.  
Його проектування та улаштування слід здійснювати відповідно до вимог СНиП 
2.04.02. 
4.2.2.2 Будинки різного призначення повинні забезпечуватися 
протипожежним водопостачанням для внутрішнього пожежогасіння. Його 
проектування та улаштування слід здійснювати відповідно до вимог СНиП 2.04.01. 
 
87 
4.2.3 Протидимний захист 
4.2.3.1 Для протидимного захисту будинків і приміщень слід передбачати 
спеціальні вентиляційні системи, які повинні забезпечувати: 
- видалення диму з коридорів, холів, інших приміщень у разі пожежі з метою 
проведення безпечної евакуації людей на початковій стадії пожежі; 
- подавання повітря до ліфтових шахт, протипожежних тамбур-шлюзів, 
сходових кліток типів Н2, Н4 та інших захищуваних об’ємів (відповідно до вимог, 
встановлених у НД) для створення в них надлишкового тиску (підпору повітря) й 
запобігання впливу на людей небезпечних факторів пожежі. 
 4.2.3.2 Необхідність  застосування в будинках і приміщеннях різного 
призначення вентиляційних систем протидимного захисту та вимоги до їх 
проектування й улаштування визначають відповідно до СНиП 2.04.05, інших НД. 
4.2.4 Системи оповіщення про пожежу та управління евакуацією людей 
4.2.4.1 Оповіщення людей про пожежу повинно виконуватися одним із таких 
способів: 
- подачею звукових та/або світлових сигналів у всі приміщення будинку з 
постійним або тимчасовим перебуванням людей; 
- трансляцією мовних повідомлень про необхідність евакуації, шляхи 
евакуації та інші дії, спрямовані  на забезпечення безпеки людей.  
4.2.4.2 Управління евакуацією повинно здійснюватися: 
 - включенням евакуаційного освітлення та світлових покажчиків напрямку 
евакуації; 
 - передачею по системі оповіщення про пожежу спеціально розроблених 
текстів, спрямованих на попередження паніки та інших явищ, які ускладнюють 
процес евакуації (скупчення людей в проходах і т. ін.); 
 - трансляцією текстів, які містять інформацію про необхідний напрямок руху. 
4.2.4.3 Кількість оповіщувачів, їх розміщення та потужність повинні 
забезпечувати необхідну чутність в усіх місцях постійного або тимчасового 
перебування людей. 
88 
4.2.4.4 Оповіщувачі повинні підключатися до мережі без роз’ємних пристроїв 
і не мати регуляторів гучності. 
4.2.4.5 Сигнали оповіщення про пожежу повинні відрізнятися від сигналів 
іншого призначення. 
4.2.4.6 Комунікації системи оповіщення людей про пожежу можуть 
проектуватися суміщеними з радіотрансляційною мережею будинку. 
4.2.4.7 Вимоги до електропостачання, заземлення, занулення, вибору та 
прокладання мереж оповіщення слід приймати за аналогією з вимогами щодо 
проектування АУПС за ДБН В.2.5-13. 
4.2.4.8 Управління системою оповіщення слід передбачати з приміщення 
пожежного поста, диспетчерської або іншого спеціального приміщення. Вимоги до 
такого приміщення приймаються за аналогією з вимогами до приміщень чергового 
персоналу за ДБН В.2.5-13. 
4.2.4.9 Системи оповіщення про пожежу (надалі - СО) поділяють на п’ять 
типів за параметрами, наведеними в таблиці 4.1. 
4.2.4.10 Вибір типів СО для будинків і приміщень різного призначення 
наведено у додатку Е.  
 
 
  
89 
Загальні висновки 
Нові технологічні процеси формоутворення з використанням гідравлічних 
пресів осесиметричних поковок типу фланець з двофазних титанових сплавів, що 
зварюються ВТ20 і ОТ4–1 для подальшого виготовлення з них однойменних 
деталей відповідального призначення. Технологічна схема процесу передбачає 
штампування в чистових відкритих штампах за схемою витяжки з подальшим 
зворотним вичавлюванням матеріалу заготовки. 
Відмова від передбаченої базовими технологічними процесами схеми 
формоутворення штампованих поковок фланців за схемою зворотного 
видавлювання на користь комбінації витяжки з подальшим зворотним 
видавлюванням дозволив перевести процес деформації матеріалу заготовки з 
переважаючого міжзеренно-рекристалізованого механізму на внутрішньозеренно-
дефрагментаційний. В результаті отримані штамповані поковки фланців, що мають 
спрямовану рівномірно деформовану дрібнозернисту кошикову або пластинчасту 
структуру, з мінімальною кількістю небажаних з точки зору тріщиностійкості β- 
перетворених фаз α', α'', ω. 
У результаті сформульовано такі висновки: 
1. Конструктивна міцність, і зокрема, тріщиностійкість поковок з 
титанових сплавів ВТ20 і ОТ4-1 може бути підвищена шляхом створення такого 
їхнього структурного стану, який забезпечив би максимальну однорідність 
поглинання енергії за заданих умов навантаження, тобто шляхом підвищення 
однорідності матеріалу поковки. 
2. Опір зародженню та розвитку тріщин знаходиться у функціональній 
залежності від питомої кількості фаз, що припадають на одиницю довжини межі 
зерна (субзерна). Це означає, що розчинне та фазове зміцнення не тільки 
підвищують механічні характеристики металевих матеріалів, а й провокують їх 
пошкоджуваність. 
3. Геометрія досліджуваних штампованих поковок ускладнює 
використання ефекту текстурного зміцнення при деформації, існує небезпека 
90 
текстурного зміцнення матеріалу поковки та готової деталі. Щоб уникнути 
останнього в поковках з титанових сплавів, слід забезпечувати безтекстурний стан 
їхнього матеріалу шляхом придушення локалізованих деформацій і створення 
ненаправленої структури. 
4. Додаткове зміцнення титанових сплавів може бути досягнуто за умови 
подрібнення присутніх у них інтерметалідних фаз до 1...20 мкм та максимально 
рівномірного розподілу їх у матеріалі поковки. Деформація в (α+β) – стані та 
скорочення тривалості високотемпературних впливів зменшує насичення 
матеріалу поковки погіршуючими тріщиностійкість сполуками Ti3B4, Ti5Si3, TiC, 
TiN та ін. 
5. Зі зростанням температури збільшується інтенсивність утворення 
геометрично недосконалих β– перетворених фаз α', α'' і ω. Шляхом математичного 
моделювання встановлено, що для утримання матеріалу штампованих поковок у 
межах рекомендованих чинними нормативними документами температур, 
температура нагріву заготовок перед деформаціями повинна становити 970 0С для 
сплаву ВТ20 і 930 0С стосовно сплаву ОТ4–1. 
6. Одержання фланців з титанових сплавів ВТ20 і ОТ4–1 доцільно 
одноджерельним облійним штампуванням за схемою витяжки з подальшим 
зворотним видавлюванням матеріалу попередньо осадженої заготовки. В цьому 
випадку деформація протікає з переважанням внутрішньозеренного механізму, 
забезпечуючи отримання рівномірно опрацьованої дрібнозернистої структури 
заданих типів. 
7. Встановлено вплив основних технологічних факторів на активізацію 
внутрішньозеренної та пригнічення міжзеренної деформації. До найзначніших 
чинників відноситься схема і початкова температура деформації. Перехід від 
штампування видавлюванням на штампування витяжкою знижує нерівномірність 
деформаційного процесу, зменшує розкид температур перерізу штампованих 
поковок. 
8. Опрацьований технологічний процес включає: 
91 
- нагрівання мірних заготовок до температури 970 0С та 930 0С для сплавів 
ВТ20 та ОТ4–1 відповідно; 
-  осадження з кантовкою циліндричної пруткової заготовки з одиничним 
ступенем деформації 30 ... 50% в плоско-паралельних бойках на кувальному молоті 
або гідравлічному пресі. Ступінь деформації заготовки визначається виходячи із 
забезпечення процесу формоутворення штампованих поковок фланця за схемою 
витяжки з подальшим зворотним видавлюванням; 
-  одноджерельне чистове штампування осадженої заготовки на гідравлічному 
пресі у відкритому штампі за схемою витяжки. Температура нагрівання металу 
перед деформацією до температури 970 0С та 930 0С для сплавів ВТ20 та ОТ4–1 
відповідно; 
Дотримання технологічних процесів дозволяє проводити деформацію з 
найменшими неефективними переміщеннями металу, як наслідок – уникати 
локалізації деформаційних процесів, а також утримувати максимальну 
температуру металевого матеріалу в процесі деформації поблизу рекомендованих 
чинними нормативними документами межах (800...900 0С для маточини зі сплаву 
ВТ20). 
9. Для поковок фланців при формоутворенні з ефектом витяжки доцільно 
зменшення величини торцевих технологічних припусків, що видаляються, з 12...15 
мм до 5 мм. Використання такого технологічного рішення дозволяє скоротити 
витрату металевого матеріалу на 18...22%. Скорочення в такий спосіб необхідної 
для штампування кількості металу дозволяє додатково посилити ефект витяжки, 
що забезпечує кращу відповідність деформаційного опрацювання профілю 
чистової деталі, знизити нерівномірність деформації та деформаційний розігрів, як 
наслідок – підвищити якість матеріалу поковок. 
10. Поєднання математичного моделювання та традиційних 
металографічних та механічних методів дослідження структури та властивостей 
металевих матеріалів дозволяє отримувати комплексно опрацьовані збалансовані 
92 
результати в частині прогнозування структури та властивостей матеріалу поковок, 
з найменшими витратами пропонувати науково обґрунтовані технологічні рішення. 
11. Аналіз залежностей поведінки титанових сплавів ВТ20 і ОТ4-1 від 
параметрів деформації дозволив опрацювати методику побудови технологічних 
процесів, що дозволяє прогнозувати поведінку готової деталі в процесі 
експлуатації, вже на етапі підготовки виробництва - приймати технологічні 
рішення, що забезпечують максимальне значення цільового показника (міцність, 
або ресурс). 
12. Запропоновано методику розробки технологічних процесів гарячої 
деформації титанових сплавів ВТ20 та ОТ4–1, що дозволяє не тільки прогнозувати 
структуру та властивості матеріалу штампованих поковок, а й керувати ними. 
Зокрема, за рахунок управління характеристиками деформованої структури вже на 
етапі підготовки виробництва можна приймати науково обґрунтовані технологічні 
рішення, спрямовані на забезпечення максимального значення того чи іншого 
цільового показника (міцність, ресурс і т.д.).  
13. Рекомендовані технологічні рішення стосовно широко поширених 
титанових сплавів першого (ВІД4–1) та другого (ВТ20) покоління за мінімальних 
витрат підвищити характеристики та стабільність властивостей одержуваних з них 
поковок (штамповок) та чистових деталей. При цьому стабільність структури та 
фазового складу металевого матеріалу можуть бути наближені до таких у 
комплексно легованих титанових сплавів третього покоління. 
  
93 
Список використаної літератури 
1.Данченко В. М. Обробка металів тиском : навч. посіб. для студ. вищ. навч. 
закл. за напрямом «Металургія». Дніпропетровськ : Пороги, 2006. 183 с. 
2. Середа Б. П. Обробка металів тиском : навч. посіб. для студ. ЗВО. Запоріжжя 
: Видавництво Запорізької державної інженерної академії, 2009. 342 с. 
3. Кухар В. В., Каргін Б. С., Аніщенко О. С., Каргін С. Б., Присяжний А. Г. 
Технологічні процеси за фахом. Кування і штампування. Курсове проєктування : 
навч. посіб. Маріуполь : ПДТУ, 2017. 144 с. 
4. Боков В. М. Конструювання та виготовлення штампів. Штамп як об’єкт 
проєктування : навч. посіб. Кіровоград : Імекс-ЛТД, 2005. 216 с. 
5. Швець С. В., Сєдінкін Л. М. Штампи та прес-форми, конструювання та 
технологія виготовлення : навч. посіб. Суми : СумДУ, 2005. 110 с. 
6. Убизький М. М., Кулик О. В., Фесенко А. Г., Шевчук Д. І. Холодне листове 
штампування : навч. посіб. Дніпро : РВВ ДНУ, 2008. 124 с. 
7. Бялік О. М., Черненко В. С., Писаренко В. М., Москаленко Ю. Н. 
Металознавство : підручник. 2-ге вид., перероб. і доп. Київ : Політехніка, 2002. 384 
с. 
8. Кузін О. А., Яцюк Р. А. Металознавство та термічна обробка металів : 
підручник. Львів : Афіша, 2002. 304 с. 
9. Мохорт А. В., Чумак М. Г. Термічна обробка металів : навч. посіб. Київ : 
Либідь, 2002. 512 с. 
10. Попович В. В., Попович В. В. Технологія конструкційних матеріалів і 
матеріалознавство : підручник. Львів : Світ, 2006. 624 с. 
94 
11. Пахолюк А. П., Пахолюк О. А. Основи матеріалознавства і конструкційні 
матеріали : посібник. Львів : Світ, 2005. 172 с. 
12. Атаманюк В. В. Технологія конструкційних матеріалів. Київ : Кондор, 
2006. 528 с. 
13. Хільчевський В. В., Кондратюк С. Є., Степаненко В. О., Лопатько К. Г. 
Матеріалознавство і технологія конструкційних матеріалів. Київ : Либідь, 2002. 326 
с. 
14. Lütjering G., Williams J. C. Titanium. 2nd ed. Berlin ; Heidelberg : Springer, 
2007. 379 p. 
15. Leyens C., Peters M., eds. Titanium and Titanium Alloys: Fundamentals and 
Applications. Weinheim : Wiley-VCH, 2003. 532 p. 
16. Froes F. H. Titanium: Physical Metallurgy, Processing, and Applications. 
Materials Park, OH : ASM International, 2015. 404 p. 
17. Donachie M. J. Titanium: A Technical Guide. 2nd ed. Materials Park, OH : ASM 
International, 2000. 
18. Welsch G., Boyer R., Collings E. W., eds. Materials Properties Handbook: 
Titanium Alloys. Materials Park, OH : ASM International, 1994. 1176 p. 
19. ASM International. ASM Specialty Handbook: Titanium and Titanium Alloys. 
Materials Park, OH : ASM International, 2000. 
20. Boulger F. W., Byrer T. G. Deformation Processing of Titanium and Its Alloys. 
Washington, DC : NASA, 1966. 
21. Tamirisakandala S., Bhat R. B., Vedam B. V. Recent Advances in the 
Deformation Processing of Titanium Alloys. Journal of Materials Engineering and 
Performance. 2003. Vol. 12. P. 661–673. 
95 
22. Dadras P., Thomas G., Speer J. G. Characterization and Modeling for Forging 
Deformation of Ti-6242 Alloy. Metallurgical Transactions A. 1981. Vol. 12. P. 1867–
1878. 
23. Prasad Y. V. R. K., Seshacharyulu T. Modeling of Dynamic Material Behavior 
in Hot Deformation: Forging of Titanium Alloys. Metallurgical Transactions A. 1984. 
Vol. 15. P. 1883–1892. 
24. Chen C. C., Coyne T. W. Deformation Characteristics of Ti-6Al-4V Alloy under 
Isothermal Forging Conditions. Metallurgical Transactions A. 1976. Vol. 7. P. 1931–
1937. 
25. Li X., Yang H., Sun Z. C. Deformation Behavior of TC6 Alloy in Isothermal 
Forging. Journal of Materials Engineering and Performance. 2005. Vol. 14. P. 493–499. 
26. Salishchev G. A., Galeyev R. M., Malysheva S. P. Effect of Deformation 
Conditions on Grain Size and Microstructure of Titanium β Alloys during Hot Working. 
Journal of Materials Engineering and Performance. 2005. Vol. 14. P. 666–670. 
27. Kim Y., Lee J., Kang S. Optimizing Process Parameters for Hot Forging of Ti-
6242 Alloy Using a Microstructural Risk Index. Journal of Materials Research and 
Technology. 2023. Vol. 27. P. 5896–5912. 
28. Liu Q., Fu M. W., Lin J. Hot Deformation Behavior and Processing Maps of Ti-
6554 Titanium Alloy. Metals. 2020. Vol. 10, No. 6. Art. 828. 
29. Piao R., Kou H., Chang H. Characterization of Hot Deformation of Near-Alpha 
Titanium Alloy Ti-1100. Materials. 2022. Vol. 15, No. 17. Art. 5932. 
30. Jędrasiak P., Mróz S., Żaba K. Finite Element Modeling of Hot Compression 
Testing of Titanium Alloys Ti64 and Ti407. Metallurgical and Materials Transactions B. 
2022. Vol. 53. P. 2480–2494. 
96 
31. Akula S. P., Kumar A., Singh R. A Review on Superplastic Forming of Ti-6Al-
4V and Other Titanium Alloys. Journal of Materials Research and Technology. 2023. 
Vol. 22. P. 4161–4193. 
32. Yang-huan-zi L., Li Y., Xu G. Phase Transformation in Titanium Alloys: A 
Review. Transactions of Nonferrous Metals Society of China. 2024. Vol. 34. 
33. Gupta J., Singh S., Ghosh M. Advances in High-Temperature Deformation of 
Titanium Alloys. Materials Science and Engineering A. 2025. 
34. ASTM B265-20a. Standard Specification for Titanium and Titanium Alloy Strip, 
Sheet, and Plate. ASTM International, 2020. 
35. ASTM B348-13. Standard Specification for Titanium and Titanium Alloy Bars 
and Billets. ASTM International, 2013. 
36. SAE AMS4928W. Titanium Alloy Bars, Wire, Forgings, Rings, and Drawn 
Shapes 6Al-4V Annealed. SAE International, 2016. 
37. ISO 5832-3:2021. Implants for Surgery — Metallic Materials — Part 3: Wrought 
Titanium 6-Aluminium 4-Vanadium Alloy. ISO, 2021. 
38. ASTM E10-23. Standard Test Method for Brinell Hardness of Metallic 
Materials. ASTM International, 2023. 
39. ASTM E18-25. Standard Test Methods for Rockwell Hardness of Metallic 
Materials. ASTM International, 2025. 
40. ASTM E384-22. Standard Test Method for Microindentation Hardness of 
Materials. ASTM International, 2022. 
41. ДСТУ 8302:2015. Інформація та документація. Бібліографічне посилання. 
Загальні положення та правила складання. Київ : УкрНДНЦ, 2016. 16 с. 
97 
42. ДСТУ 3008:2015. Інформація та документація. Звіти у сфері науки і 
техніки. Структура та правила оформлювання. Київ : УкрНДНЦ, 2016. 26 с. 
43. Методичні рекомендації до підготовки, написання та захисту 
кваліфікаційної роботи для здобувачів освітнього рівня «магістр» за спеціальністю 
131 «Прикладна механіка», освітні програми «Технології машинобудування» та 
«Обробка металів за спецтехнологіями» / уклад. Г. В. Канашевич, О. О. Коваленко, 
Є. В. Хижняк. Черкаси : ЧДТУ, 2023.
Репозиторій ЧДТУ
