CC BY
6
УДК 621.73:621
КОНЕЧНО-ЭЛЕМЕНТНОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ ПРОЦЕССА ИЗГОТОВЛЕНИЯ ТОНКОСТЕННЫХ ОБОЛОЧЕК В ШТАМПЕ С ЖЕСТКИМ БУФЕРНЫМ УСТРОЙСТВОМ*
П.А. Петров, канд. техн. наук, Д.А. Гневашев, канд. техн. наук, В.И. Воронков, аспирант, В.А. Иванов, аспирант (МГТУ «МАМИ»), С.Т. Басюк (ЗАО «Диск БС», e-mail-.pank03@mail.ru)
Рассмотрена одна из возможных схем применения буферных устройств. Показано, что заготовка колесного диска может быть изготовлена методом горячей штамповки в штампе для комбинированного выдавливания, снабженным жестким буферным устройством. Положение буферного устройства определяется значением противодавления, необходимого для удержания деталей штампа.
Основываясь на результатах компьютерного моделирования, проведен анализ силовых параметров технологического процесса штамповки заготовки колесного диска, выполненного из магниевого сплава МА2-1. Представлены рекомендации по выбору геометрии штампового инструмента для комбинированного выдавливания.
Ключевые слова: магниевый сплав, автомобильное колесо, колесный диск, комбинированное выдавливание, метод конечных элементов, математическое моделирование, горячая объемная штамповка, буферное устройство.
The Finite-Element Simulation of the Thin-Wall Shell Production Process in a Die with a Rigid Buffer Unit. P.A. Petrov, D.A. Gnevashev, V.I. Voronkov, V.A. Ivanov, S.T. Bassiouk.
One of the possible techniques of application of buffer units is discussed. It is shown that a wheel disc preform can be manufactured in a hot extrusion-type forging die equipped with a rigid buffer unit. Position of the buffer unit is governed by the value of backpressure needed for holding of die components.
Based on the results of computer similation, force parameters of MA2-1 magnesium alloy wheel disc preform forging process were analysed. Recommendations with respect to the choice of the geometrical parameters of the die for hot extrusion-type forging are presented.
Key words: magnesium alloy, motor vehicle wheel, wheel disc, extrusion-type forging, finite-element method, mathematical simulation, hot die forging, buffer unit.
Заготовка для последующего изготовления колесного диска методом резания может быть получена с применением одной из следующих технологий: литья под низким давлением; жидкой штамповки (тиксоштамповки); горячей объемной штамповки в штампах для выдавливания; горячей объемной штамповки в разъемных (секторных) штампах; комбинирования листовой штамповки и последующей сварки. Основным недостатком литых дисков является их относительно низкая прочность, что обусловлено отсутствием направленной кристаллической структуры. Для ко-
лесных дисков, устанавливаемых на спортивных и гоночных автомобилях, этот недостаток является наиболее существенным.
Штампованные колесные диски лишены этого недостатка. При горячей пластической деформации материала наблюдается формирование волокнистой структуры (текстуры деформации). Это обусловливает повышение прочности колесного диска; позволяет сократить толщину стенки диска на 20 %, а также уменьшить массу диска на 20-30 % по сравнению с литым диском. Штампованные магниевые диски обладают хорошей коррозион-
* Работа частично выполнена при финансовой поддержке Министерства образования и науки РФ (шифр проекта 2010-1.2.2-111-017-032).
ной стойкостью. В целом штампованные диски не разрушаются при сильном ударе и широко применяются в автоспорте.
Целью данной статьи является исследование технологической схемы штамповки заготовки колесного диска, относящегося к группе 3 (рис. 1) и изготовленного из магниевого сплава МА2-1. Работа является продолжением ранее опубликованной статьи [2].
Колесные диски, относящиеся к группе 3 (см. рис. 1), могут быть получены из штампованной заготовки типа стакан с двумя фланцами. Такую заготовку можно заготовить деформированием мерной цилиндрической заготовки в штампе для комбинированного выдавливания (рис. 2).
Исследование представленной на рис. 2 технологиской схемы штамповки выполнено
Рис. 1. Основные типы колес транспортных средств [1]
При выборе технологической схемы изготовления штампованной заготовки колеса следует принимать во внимание качество получаемого полуфабриката, его прочностные и эксплуатационные характеристики, а также стоимость подготовки производства.* Немаловажным фактором, влияющим на выбор технологической схемы штамповки заготовки, а также и на прочностные свойства колеса, является геометрическая форма продольного сечения колесного диска.
* Процесс и оснастка с «всплывающим» контейнером разработаны в ЗАО «Диск БС» совместно с ОАО МКБ «Факел» им. акад. П.Д. Грушина.
на основе математического моделирования процесса комбинированного выдавливания с применением компьютерной системы О-РОРМ** (ООО «КванторФорм», Россия). Процесс пластического деформирования в штампе для выдавливания можно разделить на две стадии.
Первая стадия - радиальное выдавливание - начинается с момента касания пуансона заготовки и продолжается до полного
** Компьютерное моделирование выполнено с применением лицензионного программного обеспечения, установленного в лаборатории кафедры «Кузовостроение и ОД» МГТУ «МАМИ».
■
Рис. 2. Постадийная схема изучаемого процесса:
а - эскиз экспериментальной оснастки; б - математическая модель процесса
заполнения кольцевой полости (см. рис. 2, б), которая формируется между прижимом и донной частью контейнера. В конце этой стадии деформируемый материал касается вертикальной стенки контейнера.
Вторая стадия - прямое и обратное выдавливание - начинается с момента касания деформируемым материалом вертикальной стенки контейнера и продолжается до полного заполнения вертикальной полости с оформлением стенки стакана (см. рис. 2, б). Вертикальная полость формируется как между контейнером и прижимом, так и между контейнером и выталкивателем. При выполнении математического моделирования в системе 0-РОРМ-2Э было введено упрощение в
конструкцию штампа для создания его математической модели. Предполагалось, что контейнер, прижим и выталкиватель являются единым инструментом.
Математическое моделирование в системе 0-РОРМ-2Э проводили, принимая во внимание, что:
1) кривые текучести сплава МА2-1 - изотермические кривые текучести (рис. 3), построенные с применением методики, изложенной в работе [3]; данные для построения таких кривых получены после обработки результатов испытаний цилиндрических образцов сплава МА2-1 сжатием при температурах 390 и 430 °С и постоянных скоростях деформации 0,001, 0,01 и 0,4 с-1;
Рис. 3. Изотермические кривые текучести сплава МА2-1:
♦, • - скорость деформации 0,001, 0,01, 0,4 с-1 соответственно; а, б - температура испытаний 390, 430 °С соответственно
2) температура деформирования и температура нагрева штампов 400 °С;
3) контактное трение задается в соответствии с моделью трения А.Н. Леванова [4];
4) фактор трения, характеризующий смазку, принимается равным 0,22;
5) коэффициент теплопередачи технологической смазки принимается равным 1750 Вт/м-К);
6) с учетом осевой симметрии рассматривается только половина заготовки, лежащая в меридиональной плоскости (см. рис. 2);
7) штамповка выполняется на гидравлическом прессе со скоростью рабочего хода 2,0 мм/с.
При моделировании исследовали влияние на характер течения металла следующих параметров инструмента: 1) угол конусности торцевой поверхности прижима; 2) углы конусности а2 и а3 вертикальных стенок (штамповочные уклоны); 3) радиус 4) радиусы Н2 и 1^3; 5) высота Н, определяющая окончание конического участка на торцевой поверхности прижима. Значения варьируемых параметров представлены на рис. 4.
Особенностью исследуемого процесса комбинированного выдавливания является то, что при истечении металла из донной части в вертикальные полости, скорость деформации изменяется на порядок практически мгновенно. Типовой путь деформирования представлен на рис. 5.
Кинематика течения материала при комбинированном выдавливании (см. рис. 2, а), а также силовые параметры процесса зависят от температурно-скоростных условий деформирования и от геометрии инструмента. Влияние последнего на течение деформируемого материала в штампе возможно по соотношению площадей и Б0, а также по соотношению площадей и Б0. Sd=кdhd -площадь вертикальной поверхности цилинд-
Рис. 4. Расчетная схема процесса комбинированного выдавливания
10
Время, с
Рис. 5. Типовое изменение скорости деформирования при комбинированном выдавливании
ра с диаметром б и высотой, равной высоте hd донной части (рис. 6), которая определяется высотой Н и углом а1. SD=кDHHD - площадь, образуемая вертикальной поверхностью цилиндра с диаметром DH и высотой Н[) (см. рис. 6). Площадь St находится как среднее арифметическое от суммы площадей колец, образующихся при сечении горизонтальными плоскостями стенок стакана в местах сопряжения радиусов с наклонными стенками стакана; Stí=лíí(íí+Dtí) (см. рис. 6). Величины Sd, SD, St зависят от значений, выбранных для исследования параметров.
Рис. 6. Схема определения площадей
Таким образом, в данной работе будем исследовать влияние отношения площадей Sd/SD и St/SD на значение силы деформирования. Измерение силы деформирования будем
выполнять в тот момент, когда деформируемый материал перетекает через радиусы Я2 и Я3 и начинает вытекать в вертикальные полости, но так как во всех расчетах металл раньше перетекал в нижнюю полость, то замер силы делался в момент перетекания через радиус Я2 (см. рис. 4). При этом принимается, что в начальный момент заполнения вертикальной полости, углы а2 и а3 не оказывают влияния на значение силы деформирования. По мере выдавливания материала в вертикальную полость, влияние углов а2 и а3 возрастает.
На рис. 7 представлены графики зависимости силы деформирования от отношения площадей Sd/SD и St/SD. Каждый расчет в
1,4
1,2
1
X
0,8
СО
0,6
и
0,4
0,2
Р=0,37е°'6457(5с1/®£>) №=0,7174
у / ♦
* . ♦
♦ Уь *
........ V"*
0,5
1 1,5 а
2,5
1,4
1,2
1
п:
■5
Си- 0,8
СП
0,6
О
0,4
0,2
Р=0,4921 е°'577(51/5о Я2=0,9876
* ♦
0,5
1
1,5
Рис. 7. Зависимость силы деформирования от отношения площадей Б(/30 (а) и В(/Б0 (б), а2=а3=1 °
системе Q-FORM* был проведен для фиксированного набора значений параметров а1, R1, R2, R3, Н (см. рис. 4).
Типовая зависимость силы деформирования от времени изучаемого процесса деформирования представлена на рис. 8. Для всех
о
1
0,9
0,7 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 0,1
■ IP ■ . > /Б А-:
10
Время, с
15
* Примечание научного редактора. При конечно-элементном моделировании могут быть получены вполне корректные качественные зависимости сил деформирования от определяющих параметров, но численный расчет величин этой силы сопровождается, как правило, внесением погрешности >20 %. Если это не устраивает разработчиков технологии инструмента, то им следует искать другую программу моделирования, дополненную компенсирующими такую погрешность коэффициентами, подобранными соответственно конкретному технологическому случаю.
Рис. 8. Зависимость силы деформирования от времени процесса (а=7°, а2=а3=1", Н=5 мм)
рассмотренных выше вариантов расчета (см. рис. 7) эта зависимость имеет подобный вид. В промежутке между 5-й и 6-й секундами процесса деформирования на графике имеется участок, характеризующийся резким (скачкообразным) увеличением силы деформирования. Резкий рост силы деформирования обусловлен мгновенным увеличением скорости деформации, что происходит при перетекании металла через радиусы R2 и R3 и последующем его выдавливании в вертикальные полости. Увеличение значений радиусов R1, R2 и R3 приводит к росту значений площадей и и, как следствие, к уменьшению значения силы деформирования в течение переходного процесса, т.е. в течение
деформирования материала, сопровождаемого резким изменением скорости деформации материальных точек, проходящих через сечения А-А и Б-Б. В зависимости от сочетания значений параметров а1, Rv R2, R3, H положение участка, характеризующегося резким увеличением силы деформирования, смещается либо в область больших значений времени, либо в область меньших значений.
Оценим влияние отношения площадей St/SD на значение скорости деформации материальной частицы, проходящей через сечение А-А, а также на относительную величину
Де = ¿src /Sbefore' гДе ¿sre - СКОРОСТЬ ДвфОрМЭ-
ции материальной точки после прохождения через сечение А-А; ébefore - скорость деформации материальной точки до прохождения через сечение А-А. Аналогичную оценку сделаем для материальных частиц, проходящих через сечение Б-Б. Расчеты проведены в предположении, что высота Н изменяется и принимает значения, представленные на рис. 4. Остальные параметры - радиусы R1, R2 и R3, углы а1, а2 и а3 - не изменяются и равны R1=R2=R3=1 мм, а1=7° и а2=а3=1°. Все рассмотренные материальные точки расположены на равном удалении от радиусов R2 и R3 (рис. 9-13).
Особенностью исследуемого процесса комбинированного выдавливания является то, что при выдавливании металла из донной части в вертикальные полости, скорость деформации изменяется приблизительно в 10 раз для соотношения сечений S/SD, близкого к единице, и приблизительно в 20 раз для соотношения сечений, существенно меньше-
1 1,6 =г
СО
S-1.2
£0,8
.0,4
о
ésfc=0,4498eU915(s>/sD) ' S'C fí2=0,9964
0,2
0,4
0,6
s,/sn
Рис. 9. Зависимость скорости деформации ésrc от SJSD для сечения А-А
0,6
Рис. 10. Зависимость скорости деформации ё be¡ore
от S/SD
для сечения А-А и В-В
т 2,5
& 1.5 -е-
CD
■=* 1
а 0,5
о
ésrc=0,5311e1'3652(VsD> fí2= 0,9901
—'
0 0,2
0,4
0,8
0,6
Рис. 11. Зависимость скорости деформации е для сечения В-В
<а
_D
CD i—
пз
С<3
СО ^
о
25 20 15 10
5 0
Дё=22,401е 1 0393(s,/sD) R2=0,8695
0,2
0,4
0,6
st/sD
0,8
Рис. 12. Зависимость относительной величины Дс от SJSD для сечения А-А
0,6
Рис. 13. Зависимость относительной величины Аё от SJSD для сечения В-В
го единицы (см. рис. 12-13). Несмотря на увеличение значений е5ГС и гШоге (см. рис. 911) с увеличением отношения в/в0, значение Аё уменьшается во всем диапазоне значений отношения в/в0.
Сила деформирования на последнем этапе изучаемого процесса комбинированного выдавливания зависит от значения штамповочного уклона а2 и а3 (рис. 14). Зависимость силы деформирования от углов наклона а2 и а3 носит экспоненциальный ха-
1,6
1,4
Q.
Я 1,2
s
О
0,8
Р=0,9556е00824н Я2= 0,9998
0 1 2 3 4 5 6 Штамповочный уклон а, град.
от S/SD
Рис. 14. Зависимость силы деформирования от величины
рактер и может быть описана формулой Р=0,9556ехр(0,0824а). Углы а2 и а3 определяют геометрию полости штампового инструмента, заполняемой деформируемым материалом. При заполнении вертикальных полостей происходит формирование стенок заготовки колесного диска. Контроль высоты формируемых стенок может быть выполнен за счет изменения значения угла а2 либо а3.
Заключение
Представленные в настоящей статье результаты численных исследований технологической схемы штамповки заготовки колесного диска позволяют выбрать оптимальные геометрические размеры элементов конструкции гравюры штампового инструмента. Выбор геометрических размеров выполняется с применением предложенных эмпирических моделей силы деформирования (см. рис. 4 и рис. 14).
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Басюк С.Т. Объемная штамповка заготовок из легких сплавов на гидравлических прессах. Из-
а=а2=а3
дание второе (переработанное и дополненное). - М.: Спорт и культура - 2000, 2009. - 144 с.
2. Гринберг И.В., Петров П.А., Гневашев Д.А., Воронков В.И. Физическое и конечно-элементное моделирование процесса изготовления тонкостенных оболочек в штампе для выдавли-вания//Технология легких сплавов. 2010. № 2. С. 101-106.
3. Петров П.А. Построение «изотермической» кри-
вой текучести алюминиевого сплава В95//В кн.: Обработка материалов давлением. - Краматорск: Донбасская государственная машиностроительная академия. 2010. С. 88-93.
4. Леванов А.Н., Колмогоров В.Л., Буркин С.П., Картак Б.Р., Ашпур Ю.В., Спасский Ю.И. Контактное трение в процессах обработки металлов давлением. - М.: Металлургия, 1976. -416 с.
