МОДЕЛИРОВАНИЕ ТЕМПЕРАТУРНОГО ПОЛЯ ПРИ ПРЕССОВАНИИ КРУПНОГАБАРИТНЫХ ПРУТКОВ ИЗ ТРУДНОДЕФОРМИРУЕМОГО АЛЮМИНИЕВОГО СПЛАВА ENAW2014 С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ ПРОГРАММЫ DEFORM-2D Текст научной статьи по специальности «Технологии материалов»

-Ф-

ОБРАБОТКА МЕТАЛЛОВ ДАВЛЕНИЕМ

Научный редактор раздела докт. техн. наук В.Л. Бережной

УДК 621.777

МОДЕЛИРОВАНИЕ ТЕМПЕРАТУРНОГО ПОЛЯ ПРИ ПРЕССОВАНИИ КРУПНОГАБАРИТНЫХ ПРУТКОВ ИЗ ТРУДНОДЕФОРМИРУЕМОГО АЛЮМИНИЕВОГО СПЛАВА ENAW2014 С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ ПРОГРАММЫ Deform-2D

В.Р. Каргин, докт. техн. наук, А.Ю. Дерябин, аспирант (Самарский национальный исследовательский университет имени академика С.П. Королева, e-mail: vrkargin@mail.ru, andrey77d@mail.ru)

Проведено числовое компьютерное моделирование процесса горячего прессования крупногабаритных прутков диаметрами 250, 300, 350 мм из алюминиевого сплава ENAW2014 при варьируемых температурах нагрева заготовок 350, 400 и 450 °С, скоростях истечения 1, 2 и 3 м/мин из контейнера 0 800 мм на уникальном прессе усилием 200 МН с помощью метода конечных элементов (МКЭ) в программном пакете Deform-2D. Дан анализ распределения температур на установившейся стадии прессования в поперечных сечениях цилиндрической заготовки, расположенных в очаге пластической деформации на входе I-I, в средней части II-II и на выходе III-III из него в зависимости от коэффициента вытяжки, температуры нагрева заготовки и скорости истечения. Изучено совместное влияние температуры нагрева заготовки, диаметра готового прутка и скорости истечения на величины усилия прессования, скоростей деформации, а также интенсивностей напряжений и температуры, достигающих максимальных значений на кромке калибрующего пояска матрицы на основной стадии процесса. Численные эксперименты проведены по плану полного факторного эксперимента 23 для интервалов варьирования параметров: Х1 = 350-450 °С, Х2 = 250-350 мм, Х3 = 1-3 м/мин. Получены математические модели, по которым выбраны температура нагрева заготовки, скорость истечения и коэффициент вытяжки, обеспечивающие при прессовании уровень механических свойств крупногабаритных прутков, удовлетворяющий требованиям заказчика и превышающий уровень европейского стандарта EN755-2.

Ключевые слова: прессование прутков; труднодеформируемый алюминиевый сплав ENAW2014; температурно-скоростные режимы; усилие; интенсивность напряжений; интенсивность скоростей деформаций; матрица планирования эксперимента; неравномерность распределения температуры; программа Deform.

Simulation of a Temperature Field with the Use of Deform-2D Sowtware for Extrusion of Large-Size Difficult-to-Deform ENAW2014 Aluminium Alloy Bars.

V.R. Kargin, A.Yu. Deryabin.

Numerical computer simulation of the hot extrusion process for production of ENAW2014 aluminium alloy bars of 250, 300 and 350 mm in diameter at various billet heating temperatures of 350, 400 and 450 °C and metal outflow rates of 1, 2 and 3 m/min from 800 mm dia container at a unique 200 MN press has been carried out using the finite-element method within the frames of Deform-2D software package. Temperature distribution at a steady extrusion stage in cylindrical billet cross-sections located in the yield plastic zone at the inlet I-I, in the midde part II-II and at the outlet III-III of the zone depending on a reduction ratio, a billet heating temperature and an outflow rate has been

ОБРАБОТКА МЕТАЛЛОВ ДАВЛЕНИЕМ

analysed. Joint effect of the billet heating temperature, a finished bar diameter and an outflow rate per extrusion force value, strain rates, as well as stress and temperature intensities reaching maximum values at the edge of the parallel land during main stage of the process has been studied. Numerical experiments were carried out in accordance with the full factorial experiment 23 for parameter variability intervals: X1 = 350-450 °C, X2 = 250-350 mm, X3 = 1-3 m/min. Mathematical models have been obtained to select a billet heating temperature, outflow rate and reduction ratio which, in the case of extrusion, ensure a level of mechanical properties of the large-size bars. The level meets customer's requirements and goes over the level of EN755-2 European standard.

Key words: bar extrusion; difficult-to-deform ENAW2014 aluminium alloy; temperature and rate conditions; force; stress intensity; strain rate intensity; experiment design matrix; irregularity in temperature distribution; Deform software.

Введение

Анализ температурных полей при прессовании занимает одно из центральных мест в современных научных исследованиях [1-16], так как позволяет дать оценку возможности реализации новых вариантов прессования [2-9, 13-17], выбрать скорости деформаций, обеспечивающие требуемое структурное состояние и заданный уровень механических свойств готовых профилей [11, 12], выявить негативные факторы, влияющие на качество пресс-изделий, например, перегрев прессового инструмента, наличие локальных зон с повышенным градиентом температур, приводящих к фазовым превращениям и образованию трещин [4, 14].

Температура нагрева,скорость истечения и степень деформации - основные технологические параметры, позволяющие регулировать температурное поле заготовки при изготовлении крупногабаритных прутков из труд-нодеформируемых алюминиевых сплавов, прессуемых на практике с использованием малых коэффициентов вытяжки и скоростей [18], что сказывается на производительности прямого прессования, когда желательно максимально наращивать увеличение скорости истечения. Это одновременно позволяет заметно стабилизировать структуру и свойства крупногабаритных прутков.

Основная цель данной работы - показать дополнительные возможности* применения

* Примечание научного редактора. Анализ температурного поля и управление его параметрами, пожалуй, наиболее перспективная область экструзионного применения МКЭ без неприемлемой погрешности.

моделирования с использованием МКЭ при исследовании влияния температурного, скоростного и деформационного режимов прессования как в отдельности, так и в комплексе на температурное поле цилиндрической заготовки для управления тепловыми условиями реализации прессования крупногабаритных круглых прутков из труднодеформи-руемого алюминиевого сплава ENAW2014 с химическим составом в соответствии с EN573-3. Данный сплав является аналогом отечественного АК8.

Постановка задачи

Численная модель температурного поля заготовки в процессе горячего прессования в настоящей работе реализована средствами специализированного пакета программ Deform на базе метода конечных элементов [19].

Числовые расчеты виртуального прямого прессования на горизонтальном гидравлическом прессе усилием 200 МН крупногабаритных цилиндрических прутков диаметрами 250 (коэффициент вытяжки X = 10,2), 300 (X = 7,1), 350 мм (X = 5,2) из труднодеформируемого алюминиевого сплава ENAW2014 проведены для контейнера диаметром 800 мм в реальных промышленных условиях: размер цилиндрических заготовок DsL = 785*1000 мм; температура нагрева заготовки 450, 400, 350 °С, температура матрицы, контейнера и пресс-шайбы соответственно 450, 400 и 350 °С; скорость истечения 3, 2 и 1 м/мин, количество конечных элементов в заготовке 4000; коэффициент трения на контактных поверхностях

II

"I

III

Rk

Апр -►

Г

II

III

Рис. 1. Расположение поперечных сечений 1-111 в очаге пластической деформации

пресс-шайбы, контейнера и «зеркала» матрицы принят по закону Зибеля равным 0,7, а на калибрующем участке матрицы 0,3; коэффициент теплопередачи 11 кВт/(м2 • град); материал инструмента АЫ8!-Н-13; количество конечных элементов в пресс-шайбе 2000, в матрице и контейнере 5000. Моделирование реализовано при установившемся про-

цессе прессования с ходом пресс-штемпеля 400 мм.

Анализ распределения температуры Т проводили в поперечных сечениях заготовки I-III, расположенных на различных расстояниях от канала матрицы в области очага пластической деформации (рис. 1).

Анализ полученных результатов

На рисунках 2—4 показано распределение температурного поля в поперечных сечениях очага пластической деформации в зависимости от безразмерного радиуса R = R/Rк при различных вытяжках, скоростях истечения, температурах нагрева заготовки, где -радиус контейнера, R - текущий радиус.

Картина распределения температурного поля в сечениях I-III качественно одинакова при различных коэффициентах вытяжки и скоростях истечения. При установившемся процессе прессования в сечении III-III максимальный градиент температуры AT = 69 °С при минимальной вытяжке X = 5,2 и AT = 37 °С при максимальной скорости истечения 3 м/мин. Температура слитка по сечению напрямую зависит от температуры нагрева. Максимальный градиент температуры слитка AT = 40 °С по сечениям I-III достигается при минималь-

Р 440 1430

Й 420 а

I 410

Н 400

Сечение I—I

0 0,25 0,50 _ 0,75 Радиус R

0 440

1430

Й 420 а

1 410

Н 400

Сечение II—II

12 3

0 0,25 0,50 _ 0,75 Радиус R

О

°480 1 2 а 460 т 440

Сечение III-III

О _

§ 420 £ 400

1 0 0,25 0,50 _ 0,75

Радиус R

Рис. 2. Распределение температурного поля в поперечных сечениях 1-111 очага пластической деформации при температуре нагрева заготовки 400 °С, скорости истечения 2 м/мин и коэффициентах вытяжки 1 = 5,2 (1), 1 = 7,1 (2), 1 = 10,2 (3)

О

Сечение I-I

Сечение II-II

° 440

, 430

| 420

к 410

S

£ 400

0 0,25 0,50 _ 0,75 Радиус R

440 430

420 § 410

£ 400

12 3

0 0,25 0,50 _ 0,75 Радиус R

U

Й 480 ^ 460 I 440 g 420 Н 400

Сечение III-III

0 0,25 0,50 _ 0,75 Радиус R

Рис. 3. Распределение температурного поля в поперечных сечениях 1-111 очага пластической деформации при коэффициенте вытяжки 1 = 7,1, температуре нагрева заготовки 400 °С и скоростях истечения Уист = 1 м/мин (1), Уист = 2 м/мин (2), Уист = 3 м/мин (3)

I

I

z

1

1

1

1

1

ОБРАБОТКА МЕТАЛЛОВ ДАВЛЕНИЕМ

Сечение I—I

Сечение II—II

° я ' 4701-3

g 450

b 430

g, 410

g 390

•I 370

350

н

0

0,25 0,50 _ 0,75 1 Радиус R

0,25 0,50 _ 0,75 1 Радиус R

О 510 ° 490

а,470

Й 450

а,430

& 410 | 390 5 370 н 350

Сечение III-III 3 2 1

0

0,25

0,50 Радиус R

0,75

Рис. 4. Распределение температурного поля в поперечных сечениях 1-111 очага пластической деформации при коэффициенте вытяжки 1 = 7,1, скорости истечения 2 м/мин и температурах прессования 350 (1), 400 (2), 450 °С (3)

ной температуре нагрева заготовки 350 °С, а минимальный AT = 28 °С при 450 °С.

При установившемся процессе прессования на рис. 2-4 в сечении I-I происходит наибольший разогрев металла около стенок контейнера в связи с деформационным теплом от действия сил трения. Причем с увеличением скорости истечения градиент изменения температуры по сечению значительно увеличивается.

С приближением к матрице (сечение II-II) температура у стенок контейнера снижается, а в центре очага пластической деформации происходит увеличение температуры. Причем, чем ниже температура нагрева заготовки, тем больше градиент роста температуры в центральных слоях. Данный эффект можно объяснить снижением пластичности металла при минимальных температурах прессования.

На выходе из очага деформации (сечение III-III) максимальные значения температуры соответствуют радиусам отпрессованного

м S о

es ° к я

CS И

е< к

^ а

аа а 5

О ■<

К

S

е

Н

550

500

450

400

350

300

Начало прессования

Окончание прессования

Рис. 5. Распределение температурного поля на кромке матрицы в зависимости от перемещения пресс-шайбы по оси Z при коэффициенте вытяжки 1 = 7,1, скорости истечения 2 м/мин и температурах прессования 350 (1), 400 (2), 450 °С (3)

прутка Япр, а минимальные - угловой зоне контейнера с матрицей. При увеличении скорости истечения \/ист от 1 до 3 м/мин происходит рост температуры в зоне рабочего пояска матрицы до 30 °С за счет разогрева в области наиболее интенсивной деформации. Характер распределения температуры в плоскости канала матрицы крайне неравномерный и качественно совпадает с рас -пределениями интенсивности деформаций и интенсивности напряжений в этом же сечении. Причем уменьшение степени деформации приводит к снижению температуры в очаге пластической деформации.

В течение всего процесса прессования (рис. 5) происходит постепенный разогрев на кромке матрицы. Причем наибольший разогрев происходит на заключительном этапе прессования, что связано с увеличением давления в очаге пластической деформации. При этом градиент изменения температуры не зависит от температуры прессования.

Представляет известный интерес изучение совместного влияния температуры нагрева заготовки (Х1), диаметра отпрессованного прутка (Х2) и скорости истечения металла (Х3) на величину температуры Т, интенсивности напряжений ст(-, интенсивности скоростей деформации H ( на кромке калибрующего канала матрицы в сечении III-III, а также усилия прессования Р и перепада температуры AT на основной стадии процесса. Численные эксперименты проведены по плану полного факторного эксперимента 23 [20] для интервалов варьирования параметров Х1 = = 350-450 °С, Х2 = 250-350 мм, Х3 = 1-3 м/мин (табл. 1).

1

-Ф-

-Ф-

Таблица 1

Матрица планирования полного факторного эксперимента 23

Номер

Факторы в натуральном масштабе

Выходные параметры

опыта Т, °С О, мм иист, м/мин Т, °С ст,, МПа Н, 1/сек Р МН АТ °С

1 350 250 1 426 88 0,42 161,45 76

2 450 250 1 496 56 0,32 101,41 47

3 350 350 1 426 81 0,46 135,18 77

4 450 350 1 497 59 0,56 86,83 47

5 350 250 3 457 86 0,91 175,85 128

6 450 250 3 519 50 1,11 115,95 73

7 350 350 3 455 99 1,44 146,03 110

8 450 350 3 517 51 1,56 97,5 68

Получены математические модели, в которых исключены коэффициенты при переменных с ошибкой в один процент от исходного значения.

Т = 474,1 + 33,1 Х1 + 12,9Х3 ,

ст, = 71,25 - 17,25Х1 + 1,25 Х2 - 3,75 Х1 Х3 + + 2,252Х3 - 2,75Х1 Х2 Х3 ,

И1 = 0,85 + 0,04Х1 + 0,16 Х2 + 0,41 Х3 + + 0,015 Х1 Х2 + 0,04 Х1 Х3 + 0,088Х2 Х3 -- 0,035Х1 Х2 Х3 ,

Р = 127,53 - 27,10Х1 - 11,14 Х2 + + 6,11 Х3 + 2,9 Х1 Х2,

АТ = 78,3 - 19,5 Х1 - 2,8 Х2 + 16,5 Х3 + + 1,5Х1 Х2 - 4,8Х1 Х3 - 3Х2 Х3 + 1,8Х1 Х2 Х3 ,

где Х

Хл - 400

1

, Х2

Хо - 300

2

, Х3

Х3-2

1 50 2 50 3 1 Первая модель показывает, что в рассматриваемой области исследования на изменение температуры Т на кромке калибрующего пояска в значительной степени оказывают влияние температуры нагрева заготовки (Х1) и в меньшей - скорости истечения (Х3).

Из второй модели следует, что на интенсивность напряжений ст, главное влияние оказывает температура нагрева заготовки (Х1). Влияние остальных факторов как по от-

дельности, так и совместное, не приводит к существенному изменению интенсивности напряжений и составляет 1,7-5,3 % от исходного значения.

Интенсивность скоростей деформации значительно зависит от скорости истечения (Х3) и в меньшей мере от степени деформации (Х2). Влияние остальных факторов как по отдельности, так и совместное, не приводит к существенному изменению интенсивности скоростей деформации и составляет 4,710,3 % от исходного значения.

Усилие прессования прежде всего зависит от температуры нагрева заготовки (Х1) и в меньшей от степени деформации (Х2). В тоже время изменение скорости истечения (Х3) приводит к увеличению давления в большей степени, чем совместное влияние температуры нагрева заготовки и давления (Х1Х2).

На перепад температуры по объему заготовки АТ прежде всего влияет температура нагрева заготовки (Х1) и скорость истечения (Х3). Влияние остальных факторов как по отдельности, так и совместное, не существенно и составляет 1,9-6,1 % от исходного значения.

Полученные результаты исследований позволили назначить температуру нагрева заготовок из сплава ENAW2014 в интервале 400-450 °С, выбрать скорость истечения величиной 1 м/мин и провести прессование крупногабаритных прутков 0 250-350 мм с уровнем механических свойств (табл. 2), удовлетворяющим требованиям заказчика и

ОБРАБОТКА МЕТАЛЛОВ ДАВЛЕНИЕМ

Таблица 2

Механические свойства прессованных прутков из сплава ENAW2014 в состоянии поставки Т6

Диаметр, мм ств, МПа, min ст02, МПа, min S, %, min

Требование стандарта 200 < D m 250 I 420 I 320 1 6

Д 250 < D m 300 300 < D m 350 остигнутый 430 420,5 уровень 357 344 8,3 7,9

превышающим уровень европейского стандарта ЕЫ755-2 [21], который распространяется только на прутки диаметром < 200 мм.

Заключение

С использованием и развитием конечно-элементной методологии в данном случае достигнуты следующие результаты.

Температурное поле при прессовании крупногабаритных прутков при малых вытяжках в значительной степени зависит от температуры нагрева заготовки и в меньшей степени от скорости истечения. Влияние коэффициента вытяжки как отдельно, так и совместно с

другими факторами, несущественно и составляет 1,9-6,1 % от исходного состояния.

При прессовании заготовки с температурой нагрева 350 °С и скоростью истечения 3 м/мин в сечении 111-111 слитка наблюдается максимальный градиент температуры (110128 °С), что приводит к усугублению неравномерного деформированного состояния. При повышении температуры до 400 °С градиент температур снижается до 68-77 °С и достигает минимальных значений АТ = 47 °С при максимальной температуре прессования 450 °С и скорости истечения 1 м/мин.

Влияние температуры нагрева заготовки на интенсивность напряжений составляет 24,2%, скорости истечения и степени деформации на интенсивность скоростей деформации составляет соответственно 18,8 и 48,2%, температуры нагрева заготовки и степени деформации на усилие прессования составляет соответственно 21,2 и 8,7% от исходного значения.

В итоге прессование крупногабаритных прутков 0 250-350 мм из сплава ENАW2014 в интервале 410-450 °С при скорости истечения 1 м/мин обеспечило получение механических свойств, удовлетворяющих требованиям заказчика.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Перлин И.Л., Райтбарг Л.Х. Теория прессования металлов. - М.: Металлургия, 1975. - 448 с.

2. Стерник Ю.Л. Расчет температурного поля при прессовании // Кузнечно-штамповочное производство. 1966. № 7. С. 1-5.

3. Temperature rhoe hing ander Strngober flaeche // Zeitschrift Metallkunde. 1971. Bd. 62. H. 8. S. 580-584.

4. Головинов М.Ф. Исследование температур-но-скоростных условий процесса прессования алюминиевых сплавов и разработка промышленных методов ее интенсификации. Автореф. дис. канд.-техн. наук. - М.: ВИЛС, 1972. - 30 с.

5. Ruppin D., Strehmel W. Direktes Strandpressen mit konstanten Austrittstemperatur Einsatz axialen Blocktemperatur profile // Aluminium. 1977. Bd. 53. № 4. S. 233-239.

6. Раппорт Э.Я. Математическое моделирование температурных полей деформируемого металла в процессе прессования // Физика и химия обработки металлов. 1980. № 1. С. 29-39.

7. Корноухов А.К., Щерба В.Н., Зункер М.В. Анализ температурного поля при прессовании сплава

Д16 с активным действием сил трения // Изв. вузов. Черная металлургия. 1986. № 1. С. 82-84.

8. Мороз Б.С. Закономерности изменения температуры при прессовании Al- сплавов в условиях активного действия сил трения // Изв. вузов. Цветная металлургия. 2000. № 1.

9. Bauser M., Sauer G., Siegert K. Extrusion. ASM International; 2nd edition (December 1, 2006). -592 p.*

10. Мышляев И.В. Исследование температурных условий процесса прессования труднодеформи-руемых алюминиевых сплавов // Дни науки студентов МИСиС: международные, межвузовские

* Примечание научного редактора. Эту книгу целесообразно использовать в переводе на русский язык, т.е. в более доступном для читателей формате и дополненной замечаниями научного редактора (Баузер М., Зауер Т., Зигерт К. Прессование. Справ. рук-во / Пер. с нем. под научн. ред. Бережного В.Л. - М.: Алюсил МВиТ, 2009. - 918 с.)

-Ф-

-Ф-

и институтские научно-технические конферен- 16 ции, Москва, 2007. - М.: МИСиС, 2007. С. 213.

11. Логинов Ю.Н., Дегтярева О.Ф. Влияние скорости деформации на эффект структурного упрочнения прессованных труб из алюминиевого сплава 6061 // Технология легких сплавов. 2007.

№ 4. С. 123-127. 17

12. Овчинников А.В., Габидуллин А.Э. Обоснование температурно- скоростных режимов прессования сложных профилей из алюминиевых сплавов с применением САЕ - системы QFORM // Технология легких сплавов. 2008. № 4. С. 76-81.

18

13. Parvizian F., Kayser T., Hortig C., Svendsen B.

Thermomechanical modeling and simulation of aluminum alloy behavior during extrusion and cooling // J. Mater Processing Technol. 2009. № 209. Р. 876-883.

14. Беляев С.В., Довженко Н.Н., СидельниковС.Б., Пещанский А.С., Широков П.О., Кисилев А.Л. Повышение эффективности производства про- 19 филей из алюминиевых сплавов на основе управления типовыми условиями процесса прессования // Journal of Siberian Federal Univerity / Engineering & Technologies. 4. 2009. 2. P. 418-426. 20

15. Кривицкий Б.А., Юргенсон Э.Е., Салиенко А.Е. Моделирование процесса горячего прессования трубных заготовок из титановых сплавов // Куз- 21 нечно-штамповачное производство. Обработка материалов давлением. 2010. № 3. С. 32-34.

Фомичев А.Ф., Юргенсон Э.Е., Панин С.Ю.

Погрешности расчетов при компьютерном моделировании и определение температурных полей при прессовании труб // Кузнечно-штамповочное производство. Обработка материалов давлением. 2010. № 3. С. 29-32. Шемякин Ю.В. Разработка численной модели процесса прессования цилиндрических заготовок из алюминиевого сплава с целью использовании в оптимизационных процедурах // Актуальные проблемы гуманитарных и искусственных наук. 2013. № 10. С. 62-65. Каргин В.Р., Дерябин А.Ю. Экспериментальная проверка возможности производства крупногабаритных прутков из алюминиевого сплава L168 с использованием прямого метода прессования на гарантируемом уровне их механических свойств // Технология легких сплавов. 2015. № 2. С.127-130.

Каргин В.Р., Быков А.П., Каргин Б.В., Ери-

сов Я. А. Моделирование процессов обработки металлов давлением в программе Deform-2D. -Самара: МИР, 2011. - 170 с. Адлер Ю.П., Маркова Е.В., Грановский Ю.В.

Планирование эксперимента при поиске оптимальных условий. - М.: Наука, 1976. - 280 с. EN755-2. Алюминий и алюминиевые сплавы. Экструдированные прутки, трубы и профили. Часть 2. Механические свойства.