О КОНЕЧНО-ЭЛЕМЕНТНОМ АНАЛИЗЕ НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОГО СОСТОЯНИЯ ПРИ ПРЕССОВАНИИ КРУПНОГАБАРИТНЫХ ПРУТКОВ С МАЛЫМИ ВЫТЯЖКАМИ Текст научной статьи по специальности «Физика»

_ ОБРАБОТКА МЕТАЛЛОВ ДАВЛЕНИЕМ_

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

УДК 621.777

О КОНЕЧНО-ЭЛЕМЕНТНОМ АНАЛИЗЕ НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОГО СОСТОЯНИЯ ПРИ ПРЕССОВАНИИ КРУПНОГАБАРИТНЫХ ПРУТКОВ С МАЛЫМИ ВЫТЯЖКАМИ

В. Р. Каргин, докт. техн. наук (Самарский национальный исследовательский университет им. акад. С. П. Королева), А.Ю. Дерябин, аспирант (ЗАО «Алкоа СМЗ», г. Самара, e-mail: andrey77d@mail.ru)

Проведен компьютерный анализ распределения интенсивности напряжений и интенсивности деформации в различных поперечных сечениях очага пластической деформации и готового изделия в процессе горячего прессования. С помощью метода конечных элементов в программе Deform-2D установлено влияние величины малой вытяжки на напряженно-деформированное состояние крупногабаритных прутков 0 250-500 мм из высокопрочного алюминиевого сплав 7075.

Ключевые слова: крупногабаритные прутки; алюминиевый сплав 7075; интенсивность напряжений; интенсивность деформаций; вытяжка; уровень меха- -ЙЙ-нических свойств.

On a Finite Element Analysis of the Stress-Strain State in the Case of Large-Size Bar Extruding with Low Extrusion Ratios. V.P. Kargin, A.Yu. Deryabin.

Computer analysis of distribution of stress intensity and strain intensity in different cross-sections of the plastic deformation zone and in a finished product in the course of hot extruding process has been carried out. By means of the finite element method included in the Deform-2D programme the effect of a low extrusion ratio value on the stress-strained state of large-size 250-500 mm dia bars in 7075 high-strength aluminium alloy has been found.

Key words: large-size bars; 7075 aluminium alloy; stress intensity; strain intensity; extrusion ratio; mechanical property level.

Введение

Современное производство крупногабаритных прутков 0 250-500 мм из высокопрочных алюминиевых сплавов с гарантированным (стандартным)* уровнем механических свойств методом прямого горячего

* Примечание научного редактора. Заметим, что этот уровень механических свойств назначается по стандарту или ТУ для реально неравномерных условий горячего прямого прессования без смазки.

прессования литых заготовок через плоскую матрицу без смазки в ЗАО «Алкоа Самарский металлургический завод» является одним из перспективных направлений для внутреннего рынка и экспортных поставок.

Как отмечено в работах [1-3], гарантированный уровень механических свойств цилиндрических прутков обеспечивается при минимальных значениях коэффициента вытяжки X 1 10. Поскольку для прессования прутков 0 250-500 мм потребуется контей-

-Ф-

-Ф-

нер диаметром 1600 мм и крупногабаритная заготовка 0 1580 мм, то даже при использовании уникальных гидравлических прессов усилием 120 и 200 МН оптимальным решением является переход на прессование с мини -мально возможными значениями коэффициента вытяжки.

Ранее исследование напряженно-деформированного состояния при прессовании с малыми коэффициентами вытяжки проводили в основном экспериментальными методами визиопластичности [4, 5] и муара [6] для случая плоской деформации, а также методом координатной делительной сетки (МКС) для осесимметричной схемы деформации [7-9].

Вместе с тем представляет практический интерес дальнейшее изучение напряженно-деформированного состояния при прессовании цилиндрических прутков с малыми вытяжками в условиях осесимметричной деформации более оперативным конечно-элементным (МКЭ) методом компьютерного моделирования. Как известно из теории и практики прессования, в этом случае деформации по сечению готовых изделий распределяются неравномерно и необходимо иметь данные такого распределения. Особенно это актуально в последнее время в связи с увеличением спроса на качественные крупногабаритные прутки из высокопрочных алюминиевых сплавов.

Постановка задачи

В настоящей работе проведено компьютерное моделирование процесса горячего прямого прессования крупногабаритных прутков 0 250-500 мм из алюминиевого сплава 7075 с помощью метода конечных элементов (МКЭ) в программном пакете □еЮгт-20 [10].

Для этого метода числовой расчет прессования цилиндрических прутков 0 250 мм (А = 10,2), 0 300 мм (А = 7,1), 0 350 мм (А = 5,2),

0 500 мм (А = 2,6) из контейнера 0 800 мм проводили применительно к реальным промышленным условиям:

размеры заготовок 0*Ь = 785*1000 мм, температура заготовки 410 °С, температура матрицы и контейнера 400 °С, температура пресс-шайбы 350 °С, скорость прессования

1 мм/с; количество конечных элементов в заготовке 3000, коэффициент трения на контактных поверхностях 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 ДЫБ!-Н-13, количество конечных элементов в пресс-шайбе 1000, в матрице и контейнере 5000. Моделирование проводили при установившемся процессе прессования и ходе пресс-штемпеля 400 мм.

В качестве интегральных характеристик напряженно-деформированного состояния в условиях осесимметричной деформации при прямом прессовании цилиндрического прутка выбраны интенсивности напряжений

I = -j=J (5R - сте)2 + (сте- 5г)2 + - 5R)2 + 6(4е + тег +

и интенсивности деформаций

72

л/2 ,, ч2 , ч2 , ч2 3^ 2 2 2 ч

Е/ = 3 4(eR - Ве) + (ве- ег) + - ея) + 2(YRе + ^е7 + ^,

где сте, xеZ, sя, sе, JRе, Yеz, YzR—

компоненты полевых тензоров напряжений и деформаций соответственно. По этим параметрам можно провести анализ зон распределения условно свободной и затрудненной

деформации в поперечных сечениях заготовки !—IV, расположенных на различных расстояниях от канала матрицы в области очага пластической деформации, а также анализ процесса разгрузки после выхода готового

ОБРАБОТКА МЕТАЛЛОВ ДАВЛЕНИЕМ

■

1 ni

1

JV VI

VII

Rk

rn

ли

IV

V

VI

VII

Апр

Рис. 1. Расположение поперечных сечений в очаге пластической деформации —IV и в готовом изделии V—VII относительно канала матрицы!

изделия из канала матрицы в поперечных сечениях У-У11 (рис. 1).

Анализ результатов моделирования

На рис. 2 показаны графики распределения интенсивности деформации в поперечных

сечениях очага пластической деформации в зависимости от безразмерного радиуса R = Н/Нк при различных вытяжках, где Ик -радиус контейнера, R - текущий радиус. Как видно из рис. 2, в очаге деформации распределение интенсивности деформаций в поперечных сечениях как функция е, = f(R) в общем случае неравномерное. Нетрудно видеть, что чем больше коэффициент вытяжки при прессовании, тем выше значения интенсивности деформации, тем неоднороднее их распределение как по сечениям, так и высоте очага пластической деформации.

Анализ распределения интенсивности деформаций при входе в очаг пластической деформации (сечение I-I) показывает, что более интенсивно деформируются периферийные слои металла заготовки, расположенные около стенок контейнера, из-за действия сил трения и центральные слои, в меньшей степени средние слои, так как осевые скорости истечения в центральных слоях при прессовании больше, чем в средних слоях. Характер изменения на графике кривых е, при различ-

Сечение I—I

Сечение II—II

и к 4 и 4

CS -

S 3 а

о 3

О 3

е ч 2

н

н

К

0,25

0,50

Сечение III—III

0,75

0,25

0,50

0,75

R

0,25

0,50

0,75

Рис. 2. Распределение интенсивности деформаций в поперечных сечениях I—IV очага пластической деформации при выгтяжках 10,2 (1); 7,1 (2); 5,2 (3); 2,6 (4)

I

0

64

ТЕХНОЛОГИЯ ЛЕГКИХ СПЛАВОВ № 3 2016

-Ф-

-Ф-

4*

-Ф-

ных коэффициентах вытяжки качественно одинаков и носит параболический характер.

По мере приближения к каналу матрицы (сечения II-II и III-III) распределение интенсивности деформации как по сечениям, так и в продольном направлении, становится более неравномерным и неоднородным, чем в сечении I-I. Рост величины е, около стенок контейнера начинает замедлятся в связи с образованием в области сопряжения контейнера с плоской матрицей упругой зоны металла заготовки. Кроме того, у стенок контейнера при различных вытяжках значения е, в сечении III-III практически одинаковы. С другой стороны, в центральных слоях наблюдается рост е,, зависящий от коэффициента вытяжки. Чем больше А, тем выше значение е,.

В близи угла канала плоской матрицы (сечение IV-IV) распределение е, свидетельствует о значительной неоднородности деформированного состояния в очаге деформации. Наибольших экстремальных значений интенсивность деформаций достигает при R = 0,3125 (А = 10,2), R = 0,375 (А = 7,1),

Я = 0,4375 (А = 5,2), Я = 0,625 (А, = 2,6), соответствующих размерам цилиндрических прутков. При И = 0 и в среднем сечении интенсивности деформации при прессовании приближаются к интегральной степени деформации 1п2,6 = 0,95, 1п5,2 = 1,64, 1п7,1 = 1,96, 1п10,2 = 2,3. При И = 1 в упругой зоне градиент изменения е, минимален.

На рис. 3 показаны распределения интенсивности напряжений, определенные компьютерным моделированием в поперечных сечениях, расположенных на различных расстояниях от канала матрицы в очаге пластической деформации в зависимости от безразмерного радиуса И = Я/Як при вытяжках А = 10,2; 7,1; 5,2; 2,6. Как видно из графиков, распределение интенсивности напряжений неравномерное как в поперечных сечениях, так и в высоте очага пластической деформации, условно принятой для исследования равной половине диаметра контейнера. Нетрудно заметить, что чем больше коэффициент вытяжки, тем больше величина ст,.

CS

И

S 40. е 36: 5§ 32.

5 28.

^ 24.

120. К I ¿t

о к

я К о К о н К

К

Сечение I—I

2 3 4

0,25 0,50 0,75 R

CS

И

S 40. е 36: 5§ 32. 5 28. ^ 24. 120. S 16 8 12

н8

я . и

i 4 е

н

н

к

Сечение II—II

12 3

0,25

0,50

0,75

-Ф-

CS

И

£ 40. е 36:

Ц 32. и

о

28

й 24 а

S 20

s 16

н

к

Сечение III—III

12 3 4

0,25

0,50

0,75

R

Сечение IV—IV

0,25 0,50 0,75 R

Рис. 3. Распределение интенсивности напряжений в поперечных сечениях —IV очага пластической деформации при вы>гтяжках 10,2 (1); 7,1 (2); 5,2 (3); 2,6 (4)

4

0

0

0

ОБРАБОТКА МЕТАЛЛОВ ДАВЛЕНИЕМ

При входе в очаг пластической деформации (сечение I-I) распределение интенсивности напряжений в функции R близко к равномерному, однородному. При вытяжках X = 10,2 и 7,1 графики a¡ совпадают друг с другом.

По мере приближения к каналу матрицы (сечения II-II и III-III) градиент изменения интенсивности напряжений в центральных слоях заметно увеличивается, достигая в продольном направлении максимальных значений, а в периферийных слоях у стенок контейнера при R = 1 уменьшается. Графики a¡ при X = 10,2 и X = 7,1, как и в сечении I-I, мало чем отличаются друг от друга. Более равномерное распределение a¡в функции R имеет место при коэффициенте вытяжки X < 5,2, более неравномерное - при X = 2,6.

Характер распределения интенсивности напряжений в плоскости канала матрицы (сечение IV-IV) крайне неравномерный и качественно совпадает с распределением интенсивности деформаций в этом же сечении на рис. 2. Экстремальные значения a¡ наблюдаются на кромках каналов матриц для прессования цилиндрических прутков 0 250 мм, 0300 мм, 0 350 мм и 0 500 мм. Чем меньше коэффициент вытяжки, тем экстремум и ¡ ближе к стенкам контейнера. Величина a¡ около стенок контейнера существенно меньше, чем величина a¡ в центральных слоях заготовки.

На рис. 4 и 5 показано распределение интенсивности напряжений и деформаций в некоторых поперечных сечениях V-VII цилиндрического прутка, расположенных на различных расстояниях от плоскости матрицы, в функции R = R/Rn, где Rn - радиус готового прутка, R - текущий радиус.

Анализ распределения интенсивности напряжений на рис. 4 (сечение V-V) показывает, что на выходе из канала матрицы картина распределения a¡ в сечении прутка практически одинаковая. Величина a¡ уменьшается от центра прутка к его поверхности независимо от коэффициента вытяжки и находится в интервале 5,3-6,7 МПа в центре цилиндрического прутка и 1,7-4,1 МПа на его поверхности.

С удалением от канала матрицы величина и ¡ заметно уменьшается (сечение VI-VI), достигая нулевых значений в сечении VII-VII,

CS

И

к

7 6,5 6 5,5 5 4,5 4 3,5 3 2,5 2 2,5 1

0,5 0

Сечение V—V

0,25

0,50

0,75

н

н

К

7

i6,5 6 5,5 5 4,5 4 3,5 3 2,5 2 2,5 1

0,5 0

Сечение VI—VI

-1-2

■3—4-

0,25

0,50

0,75

н

н

К

7 6,5 6 5,5 5 4,5 4 3,5 3 2,5 2 2,5 1

0,5 0

Сечение VII—VII

-1—2—3-

1 ' ' ¡

0,25

0,50

0,75

R

Рис. 4. Распределение интенсивности напряжений в поперечных сечениях V—VII готового прутка при вытяжках 10,2 (1); 7,1 (2); 5,2 (3); 2,6 (4)

что свидетельствует о полной разгрузке (см. рис. 4). Чем больше вытяжка, тем быстрее проходит этот процесс. Как показали расчеты, полное снятие напряжений происходит на отпрессованной длине цилиндрического прутка, равной его диаметру.

Анализ распределения интенсивности деформаций на рис. 5 показывает, что накопленная деформация максимальна в поверхностных слоях и уменьшается по экспоненте к его центру. Такая картина сохраняется на

4*

ч 2

л

н

о

° 1

К 1

я

К

о

К

4,5

4 3,5

3

5 2 5 1 5

Сечение У—У

12 3 4

• 4,5 4 3,5 3

2,5 2 1,5 1

и и

и § 3

а о О е ч 2

о

н

я

и

о

н е

н

н

к

0

0 0,25 0,50 0,75

Сечение У1—У1

0

0,25

0,50 0,75

Сечение У11—У11

0,25

0,50

0,75

Уровень механических свойств в среднем сечении готовых прутков в зависимости от величины коэффициента вытяжки

Механические свойства Место отбора темплетов Коэффициент вытяжки А

10,2 7,1 5,2 2,6

ств, МПа 1/4 И Центр 593 480 590 460 589 433 570 388

ст02, МПа 1/4 И Центр 528 370 502 334 495 295 380 205

8, % 1/4 И Центр 13,4 10,4 13 10,2 12,7 10,1 10,1 8,2

Рис. 5. Распределение интенсивности деформаций в поперечных сечениях У—У!!готового прутка при вытяжках 10,2 (1); 7,1 (2); 5,2 (3); 2,6 (4)

всей длине изделия при удалении сечения от канала матрицы на длину, равную диаметру прутка. При А 1 5,2 распределение интенсивности деформации по сечению более равномерное, чем при коэффициенте вытяжки 2,6.

Неравномерность распределения накопленных деформаций в поперечных сечениях цилиндрического прутка, как отмечено в работах [7, 8], отражается на распределении механических свойств ств, стд,2 и 8.

Оценку распределения механических свойств по сечению прутков проводили путем испытаний на растяжение на универ-

сальной машине 7МСК7-250 в соответствии с ЕЫ755-1 [11] на стандартных образцах, вырезанных в долевом направлении и расположенных в сечении от поверхности прутка на расстоянии 1/4 Ип и в центре (см. таблицу).

Анализ полученных значений на практике показывает, что прочностные свойства растут от центра к периферийным слоям. Наибольший перепад величин ств и сто,2 имеет место при А = 2,6.

Выводы

1. Целесообразность перехода на прессование с А < 10 становится очевидной, исходя из настоящей тенденции развития прессового производства, обусловленной увеличением потребления крупногабаритных цилиндрических прутков и возникающими при этом проблемами создания новых прессов и качественных слитков большого диаметра.

2. Процесс прямого прессования цилиндрических прутков из высокопрочного алюминиевого сплава 7075 в интервале коэффициентов вытяжек 2,6-10,2 сопровождается значительными изменениями распределения интенсивностей напряжений и деформаций как в объеме очага пластической деформации, так и на выходе из него при одинаковой скорости прессования и размеров заготовки. Чем больше коэффициент вытяжки при прессовании, тем выше значения ст(-, е(- и неоднороднее их распределение, особенно в области канала матрицы.

ОБРАБОТКА МЕТАЛЛОВ ДАВЛЕНИЕМ

3. После выхода готового изделия в виде цилиндрического прутка из канала матрицы полное снятие напряжений (разгрузка) происходит на отпрессованной длине, равной диаметру прессуемого прутка.

4. Вблизи угла канала матрицы накопленная интенсивность деформации на оси прессования и в сечении, близком к плоскости матрицы, в среднем приближается к величине интегральной деформации 1пХ при прессовании.

5. На основе результатов конечно-элементного моделирования и опытно-промыш-

ленных экспериментов с определением уровня механических свойств установлена возможность прессования крупногабаритных цилиндрических прутков из высокопрочного алюминиевого сплава 7075 с коэффициентом вытяжки X < 5,2*.

* Примечание научного редактора. Правомерность такого вывода условно подтверждена результатами механических испытаний этих прутков ответственного назначения с оговоркой о последующем опубликовании результатов хотя бы аналитического сравнения МКЭ с МКС (метод координатной сетки).

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Ерманок М.В, Фейгин В.И., Сухоруков H.A.

Прессование профилей из алюминиевых сплавов. - М.: Металлургия, 1977. - 98 с.

2. Быков А.П., Каргин В.Р., Каргин Б.В. Прессование: учебное пособие. - Самара: Самарский государственный университет. 2010. - 74 с.

3. Лукашенко В.Н. Обоснование целесообразности прессования с коэффициентом вытяжки X < 10 // Технология легких сплавов. 1980. № 5. С. 11-14.

4. Томсен Э., Янг Ч., Кобаяши Ш. Механика пластических деформаций при обработке металлов. - М.: Машиностроение, 1969. - 503 с.

5. Hsu T.C. // Journal Strain Analysis. 1967. V. 2. № 3. P. 188-192.

6. Сегал В.М., МакушокЕ.М., Резников В.И. Исследование пластического формоизменения металлов методом муара. - М.: Металлургия, 1974. - 200 с.

7. Перлин И.Л. Теория прессования металлов. -М.: Металлургия, 1964. С. 37-84.

8. Гун Г.Я., Яковлев Б.А. Прессование алюминиевых сплавов: математическое моделирование и оптимизация. - М.: Металлургия, 1974. - 335 с.

9. BauserM., Sauer G., Siegert K. // Extrusion. ASM International; 2nd edition. 2006, December 1. -592 p.

10. 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.

11. EN755-1:2008. Алюминий и алюминиевые сплавы. Прутки, трубы и профили прессованные. Часть 1. Технические условия проверки и поставки. Прессованные прутки, трубы и профили. Технические условия поставки. 2008. - 20 с.

-Ф-

-Ф-