Widok Modelowanie numeryczne wielooperacyjnego procesu kucia matrycowego

dr hab. in . Jan Si czak, prof. AGH, dr in . Aneta Łukaszek-Sołek, mgr in . Sylwia Bednarek

Akademia Górniczo-Hutnicza, Kraków

MODELOWANIE NUMERYCZNE

WIELOOPERACYJNEGO PROCESU

KUCIA MATRYCOWEGO

Przedstawiono analiz oblicze numerycznych procesu kucia matrycowego okuwki wydłu onej kutej w matrycach otwar-tych na zespole agregatów z zastosowaniem walcowania przedkuwki i kucia na prasie. Obliczenia numeryczne wykonano dla kilku alternatywnych technologii przy zało eniu ró nych kształtów i masy wsadu. Analiz przeprowadzono uwzgl dniaj c roz-kład odkształce , temperatury i parametrów energetycznych procesu kucia oraz wielko ci uzysku ku niczego dla przyj tych technologii.

Słowa kluczowe: modelowanie numeryczne, kucie matrycowe, walcowanie przedkuwki, korbowód

1. Wprowadzenie

W procesie kucia matrycowego techno-logia jest opracowywana z reguły pod wzgl dem minimalizacji liczby operacji

po-rednich. Takie podej cie do procesu nie mo e by głównym kryterium optymalizuj -cym koszt produkcji. Ostateczn decyzj podejmuje si z uwzgl dnieniem bilansu kosztów uwzgl dniaj cego szereg innych czynników, w tym uzysk ku niczy, trwało narz dzi oraz wielko maszyny stosowa-nej do kucia matrycowego na gotowo [2]. Z praktyki przemysłowej wynika, e dla odkuwek wydłu onych o znacznej ró nicy przekroju poprzecznego zastosowanie wal-cowanej przedkuwki podwy sza wydajno procesu rednio dwukrotnie, uzysk zwi k-sza si do 20 %, ywotno narz dzi wzra-sta o 50 %, natomiast koszt robocizny zmniejsza si o ok. 15 % [6]. Inne parame-try tej technologii, w tym własno ci mecha-niczne finalnych produktów, mo na pro-gnozowa rozpatruj c rozkład odkształce i zmiany temperatury z uwzgl dnieniem czasu trwania cyklu kucia [1, 4, 7].

W niniejszym artykule analizowano wymienione czynniki na przykładzie kucia korbowodu z przedkuwki walcowanej wzdłu nie ze wsadu przeznaczonego na

jedn odkuwk [5]. Korbowód posiada cha-rakterystyczny kształt odkuwki wydłu onej z dwoma zgrubieniami o maksymalnym przekroju poprzecznym kilkakrotnie wi k-szym w stosunku do przekroju minimalne-go. ebra usztywniaj ce trzonu korbowodu s trudne do kształtowania, co niekiedy wymaga stosowania wykroju wst pnie ma-trycuj cego [3]. Wyeliminowanie wykroju wst pnie matrycuj cego przy kuciu korbo-wodu jest mo liwe, je li zastosuje si ci le okre lony kształt wsadu w przekroju po-przecznym, np. kwadratowy lub prostok t-ny.

Przedkuwki odkuwek typu korbowodu wykonuje si tak e przez walcowanie po-przeczne walcami klinowymi. Proces wal-cowania walcami klinowymi jest bardzo wydajny, lecz przedkuwka ma przekrój po-przeczny kołowy. Podwy szenie

wydajno-ci kuwydajno-cia matrycowego mo na osi gn równie przez zastosowanie kucia wielo-krotnego. W tym przypadku o kształcie przedkuwki decyduje sposób uło enia od-kuwek w wykroju matrycuj cym na gotowo.

2. Zakres bada

Obliczenia numeryczne procesu kucia korbowodu, przedstawionego na rysunku

Rys. 1. Odkuwka korbowodu: a – kształt odkuwki, b – wykres pól przekroju

poprzecznego odkuwki

a)

b)

c)

Rys. 2. Wymiary wsadu do kucia odkuwki w wykroju matrycuj cym:

a – odcinek pr ta, b – przedkuwka walcowana w dwóch pierwszych wykrojach, c –

przedkuw-ka walcowana w sze ciu wykrojach

1a, charakteryzuj cego si znacznym zró nicowaniem przekroju poprzecznego (rys. 1b), wykonano dla dwóch kształtów przedkuwki walcowanej (rys. 2b i 2c) oraz, dla porównania, ze wsadu w postaci pro-stego pr ta (rys. 2a). rednic wsadu przy-j to przy zało eniu, e wypływka stanowi ok. 5 % maksymalnego przekroju po-przecznego odkuwki. Przy kuciu z pr ta długo wsadu wynosi 155 mm. Przy kuciu ze wsadu walcowanego, na ko cu odkuwki korbowodu współczynnik redukcji przekroju wynosi 2,3. W przypadku wsadu walcowa-nego w rodku odkuwki, stopie redukcji wynosi 3,6. Wymagany całkowity stopie redukcji w tym obszarze wynosi 8,2. Do walcowania przedkuwki przyj to system owal – koło [5]. Uzyskanie wymaganego przekroju poprzecznego przy walcowaniu ko ca odkuwki otrzymuje si w dwóch wy-krojach, przy walcowaniu rodka odkuwki w dalszych czterech wykrojach. Kształt i wymiary wykroju owalnego pokazano na rysunku 3, natomiast wymiary podano w tablicy 1.

Rys. 3. Kształt i wymiary wykroju owalnego Tablica 1 Warto ci wymiarów owal – koło (rys. 3)

Kształt wykroju Wymiar

[mm] owal koło owal koło owal koło b 70 φ33 44 φ24 30 φ17,5 h 20 φ33 15 φ24 11 φ17,5 R 66 16,5 36 12 23 8,75

r 7 3 4 2,5 3 2

3. Obliczenia numeryczne

Obliczenia numeryczne wykonano pro-gramem QForm3D. Poniewa program nie zawiera modułu walcowania, zało ono, e

a) b) Długo odkuwki, mm P o w . p rz ek ro ju p o p rz ec n eg o o d k u w k i, m m

w pionowej strefie kotliny odkształcenia w procesie walcowania przemieszczenie metalu jest zbli one do wyst puj cego w procesie walcowania. W konstrukcji ko-tliny walcowania przyj to rednic podzia-łow walców 400 mm. Odkształcenie w pionowej strefie, która znajduje si w płaszczy nie przechodz cej przez osie walców, uzyskano przez ich zbli anie a do ko cowej odległo ci s = 4 mm. Redukcja przekroju poprzecznego odkształcanego materiału w pionowej strefie kotliny od-kształcenia była zgodna z wielko ci przy-j t w systemie kalibrowania. W zwi zku z powy szym stwierdzono, e obliczone parametry procesu walcowania w tym ob-szarze s poprawne.

We wszystkich trzech przypadkach wykonywanych oblicze przyj to takie sa-me warunki brzegowe procesu kucia. Po-cz tkow temperatur nagrzewu wsadu (stal 45) przyj to 1150oC. W celu prze le-dzenia procesu kucia w kolejnych etapach, wyznaczono rozkłady odkształce i napr

-e w-e wszystkich wymi-enionych zabi-e- zabie-gach analizowanych technologii. Wyniki oblicze numerycznych pierwszego dwu-wykrojowego etapu walcowania przedsta-wiono na rysunkach 4 i 5. Na rysunkach od 6 do 9 przedstawiono wyniki oblicze dru-giego etapu walcowania, rodkowej cz ci pr ta, w czterech przepustach.

Rysunek 10 przedstawia kształt odkuwki wraz z wypływk z rozkładem napr e rednich. Warto ci siły nacisku w funkcji drogi odkształcenia w procesie kucia ma-trycowego z wypływk odkuwki podano na rysunku 11.

a)

b)

c)

Rys. 4. Proces walcowania w pierwszym wykroju owalnym:

a – temperatura (oC), b – intensywno odkształcenia, c – napr enia rednie (MPa)

a) b) c)

Rys. 5. Proces walcowania w pierwszym wykroju okr głym:

a)

b)

c)

Rys. 6. Proces walcowania w drugim wykroju owalnym: a – temperatura (oC), b –

intensyw-no odkształcenia, c – napr enia rednie (MPa)

4. Analiza wyników i podsumowanie Po pierwszym etapie walcowania w wykroju owalnym minimalna temperatura wynosi 1060oC i jest zlokalizowana w stre-fie styku z walcami w najmniejszym prze-kroju poprzecznym (rys. 4a). Wyznaczony numerycznie rozkład intensywno ci od-kształcenia w tym wykroju, zgodnie z prze-widywaniem, wskazuje, e najwi ksze od-kształcenie, dwukrotnie wi ksze od mini-malnego, wyst puje w rodkowym obsza-rze walcowanej cz ci przedkuwki (rys. 4b). Napr enia rednie w całym obszarze przekroju poprzecznego w tym wykroju s ciskaj ce (rys. 4c). W pozostałych wykro-jach owalnych napr enia rednie s rów-nie ciskaj ce (rys. 6c i rys. 8c), natomiast w wykrojach okr głych w bocznej strefie s bliskie zero (rys. 5c i rys. 9c) lub maj nie-wielk warto dodatni (rys. 7c).

Obliczenia rozkładu temperatury w ko-lejnych wykrojach uwzgl dniaj spadki temperatury wynikaj ce z ochłodzenia spowodowanego stykiem z walcami, któ-rych temperatur przyj to 300oC i czasu przerw mi dzy kolejnymi przepustami.

a) b) c)

Rys. 7. Proces walcowania w drugim wykroju okr głym:

a)

b)

c)

Rys. 8. Proces walcowania w trzecim wykroju owalnym: a – temperatura (oC),

b – intensywno odkształcenia, c – napr enia rednie (MPa)

W drugim wykroju, po uzyskaniu przed-kuwki stosowanej do kucia korbowodu ze wsadu pokazanego na rysunku 2b, mini-malna temperatura wynosi 1000oC (rys. 5a), natomiast po ostatnim przepu cie temperatura spada do 980oC (rys. 9a).

Odkształcenia charakteryzuje du y gra-dient przy powierzchni, niezale nie od kształtu przekroju poprzecznego (rysunki b od 5 do 9). Jest to wynikiem kształtu wal-cowanego pasma po kolejnych odkształce-niach, jak równie du ego gniotu w ka dym pojedynczym wykroju, przy redukcji prze-kroju poprzecznego wynosz cego ok. 1,5. Ko cowa warto intensywno ci odkształ-cenia, uzyskana z sumowania kolejnych etapów walcowania, prawie w całym ob-szarze przekracza 4,0 (rys. 9b).

Zarys odkuwki wraz z wypływk dla trzech analizowanych kształtów wsadu, przedstawiony na rysunku 10, wskazuje, e maksymalne napr enia ciskaj ce maj warto ci zbli one i wynosz ok. 500 MPa. Wynika z tego, e nacisk jednostkowy i w konsekwencji zu ycie narz dzi, nie za-le y od zastosowanego wsadu przy tym kształcie odkuwki.

a) b) c)

Rys. 9. Proces walcowania w trzecim wykroju okr głym:

a)

b)

c)

Rys. 10. Rozkład napr e rednich w ko cowym etapie kucia korbowodu w matrycy ze wsadu: a – pr t okr gły, b – przedkuwka walcowana w dwóch wykrojach, c – przedkuwka walcowana w rodku

Rys. 11. Siła nacisku prasy w funkcji drogi odkształcenia w procesie kucia matrycowego z wypływk korbowodu ze wsadu: a – pr t okr gły, b – przedkuwka walcowana dwóch wykrojach,

Jednak nale y przewidywa , e znaczny wpływ na trwało narz dzi mo e mie wpływ poprzeczne przemieszczanie wsa-du, szczególnie w obszarze trzonu korbo-wodu wykonywanego z pr ta prostego (rys. 10a). Znacz cy wpływ wielko ci wsadu na całkowit sił nacisku przedstawiono na rysunku 11. Nawet przy znacznym niedo-kuciu wysoko ci, przy grubo ci mostka wypływki 3 mm, dla skoku suwaka prasy 45 mm, całkowita siła nacisku jest ponad dwu-krotnie wi ksza przy kuciu z pr ta (krzywa a), ni ze wsadu walcowanego równie w obszarze trzonu korbowodu (krzywa c).

W ocenie kosztów wytwarzania nie mo na pomin wielko ci uzysku ku ni-czego, który w analizowanych procesach wynosi 0,3 dla odkuwki kutej z pr ta, dla odkuwki kutej ze wsadu walcowanego w dwóch wykrojach wynosi 0,5 oraz dla odkuwki kutej z wsadu walcowanego w sze ciu wykrojach wynosi 0,7. Masa analizowanego korbowodu wynosi ok. 0,7 kg, a strata materiału - przy uzysku 0,3 - wynosi 1,6 kg.

Praca wykonana w ramach umowy nr 11.11.110.559.

Literatura

[1] Altan T., Thomas W., Vazqez V., Koc M.: Simulation of metal forming proc-esses – applications and future trends. Advanced Technology of Plasticity, Vol. 1, 1999, 23-48.

[2] Baba A., Nishikawa J., Kawashima Y.: State of the art. And survey of large automatic forging presses in Japan. Advanced Technology of Plasticity, Vol. 1, 1999, 221-234.

[3] Ervasti E., Stahlberg U.: Aquasi-3D method used for increasing the material yeld in closed-die forging of a front axle beam. J. of Materials Processing Tech-nology. 2005, 160, s. 119-122.

[4] Grass H., Krempaszky C., Reip T., Werner E.: 3-D simulation of hot form-ing and microstructure evolution. Com-putation Materials Science. 2003, 28, s.469-477.

[5] Lisowski J.: Walcowanie ku nicze, WNT, Warszawa 1974.

[6] Si czak J., Malinowski Z., Szczepanik S.: Eksperymentalna analiza płyni cia i stan odkształcenia metalu w wykroju wydłu aj cym i roluj cym otwartym. Metalurgia i Odlewnictwo, 1992, 1, s. 37-45.

[7] Takemasu T., Vazqez V., Panter B., Altan T.: Investigation of metal flow re-form optimization In flashless forging of a connecting rod. J. of Materials Proc-essing Technology. 1996, 59, s. 98-105.

NUMERICAL MODELLING OF THE MULTISTAGE DIE FORGING PROCESS Abstract

In the paper numerical modelling of the multistage die forging process of connecting-rod was analysed. Numerical calcula-tion was performed for a several alternative technologies with different weight and shape of a billet. In the analysis of the as-sumed technologies strain, temperature and energy parameters distribution and forging yield have been investigated.