МОДЕЛИРОВАНИЕ ОСТАТОЧНЫХ НАПРЯЖЕНИЙ В АЛЮМИНИЕВЫХ ЛИСТАХ ИЗ СПЛАВА АМГ6 ПОСЛЕ АСИММЕТРИЧНОЙ ПРОКАТКИ

Аннотация. Растягивающие остаточные напряжения, возникающие в листах после асимметричной прокатки, могут служить причиной зарождения и роста микротрещин и приводить к разрушению обрабатываемого материала. В работе на основе численного моделирования методом конечных элементов выполнен анализ распределения остаточных напряжений по толщине полосы (листа) из алюминиевого сплава АМг6 после обработки способом холодной асимметричной прокатки с рассогласованием окружных скоростей рабочих валков. Показано, что наибольшее влияние на формирование остаточных напряжений оказывает степень рассогласования окружных скоростей рабочих валков, а также формирующаяся при этом из-за вертикального изгиба геометрическая форма полосы. Установлено, что уровень остаточных растягивающих напряжений максимален после асимметричной прокатки с ДV=40% и достигает 75 МПа, а минимален - при ДV=e=50%, не превышая 14 МПа.

Ключевые слова: асимметричная прокатка; алюминиевый сплав АМг6; остаточные напряжения; моделирование; метод конечных элементов

УДК 669.716

Песин А.М., Пустовойтов Д.О., Вафин Р.К., Бирюкова О.Д.

МОДЕЛИРОВАНИЕ ОСТАТОЧНЫХ НАПРЯЖЕНИИ В АЛЮМИНИЕВЫХ ЛИСТАХ ИЗ СПЛАВА АМг6 ПОСЛЕ АСИММЕТРИЧНОЙ ПРОКАТКИ*

Введение

Деформируемый алюминиевый сплав АМг6 системы Al-Mg обладает хорошей пластичностью, высокой коррозионной стойкостью в различных средах и хорошей свариваемостью, что определяет его широкое применение в большинстве сварных конструкций [1-2]. Вместе с тем, существенным недостатком сплава АМг6 является его довольно низкая прочность: гарантированный предел текучести у отожженных полуфабрикатов из сплава АМг6 составляет, в зависимости от вида полуфабриката, 120...155 МПа. Несмотря на довольно значительное увеличение растворимости магния в алюминии при повышении температуры, упрочнение при закалке сплава АМг6 весьма незначительно, в этой связи, он, как и другие сплавы системы Al-Mg, относится к термически не упрочняемым. Поэтому основным способом улучшения его прочностных свойств является холодная деформация.

Одним из возможных путей значительного повышения прочности алюминиевых сплавов является формирование в них мелкозернистой или ультрамелкозернистой структуры при больших (интенсивных) пластических деформациях, например, при обработке способом асимметричной тонколистовой прокатки с целенаправленно создаваемым рассогласованием окружных скоростей рабочих валков [39]. При асимметричной прокатке деформированное состояние металла описывается тензо-

ром, учитывающим все составляющие деформации: линейные, угловые и поворотные. Поворотная деформация и сдвиги обеспечивают немонотонность течения металла и значительное приращение интенсивности деформации, что является отличительной особенностью процесса асимметричной прокатки как метода ИПД. Однако сверхвысокие сдвиговые деформации, немонотонность и неравномерность течения металла при асимметричной прокатке могут служить причиной возникновения высоких растягивающих остаточных напряжений в материале полосы (листа) после обработки данным способом. Растягивающие остаточные напряжения могут служить причиной зарождения и роста микротрещин и, соответственно, приводить к разрушению материала листа [1012].

Целью данной работы является численное моделирование и анализ распределения остаточных напряжений по толщине полосы (листа) из алюминиевого сплава АМг6 после обработки способом холодной асимметричной прокатки с рассогласованием окружных скоростей рабочих валков.

Материалы и метод исследования

Математическое моделирование процесса асимметричной тонколистовой прокатки алюминиевого сплава АМг6 проводили методом конечных элементов с использованием программного комплекса для инженерного анализа технологических операций обработки

металлов давлением DEFORM 2D. Задача решалась в упругопластической постановке, что позволило рассчитать упругое последействие полосы (листа) после выхода из рабочих валков и получить остаточное напряженное состояние в материале полосы после снятия нагрузок со стороны деформирующего инструмента. При моделировании были приняты следующие допущения: деформируемая среда -

упрочняющаяся упругопластическая; рабочие валки - абсолютно жесткие; контактное трение описывалось законом Кулона (с ограничением) и коэффициент трения принимался постоянным на всей контактной поверхности в течение всего процесса прокатки; условия деформирования - изотермические (комнатная температура). Схема процесса асимметричной прокатки представлена на рис. 1.

Верхний валок

Нижний валок

Рис. 1. Схема процесса асимметричной прокатки

Исходные данные для моделирования: начальная толщина полосы 1,0 мм; относительное обжатие за проход 8 = 50%; диаметр рабочих валков 360 мм; окружная скорость нижнего валка 14 об/мин. Для создания кинематической асимметрии процесса окружную скорость верхнего валка снижали на величину до 50% относительно скорости нижнего валка. Кривая текучести алюминиевого сплава АМг6 представлена на рис. 2. Модуль Юнга сплава АМг6 Е = 68,9 ГПа, коэффициент Пуассона V = 0,33. Прокатку проводили за один проход без натяжений. Для деформируемой полосы задавали сетку конечных элементов, состоящую из 2000.. .6000 четырехугольных элементов. Оценку остаточных напряжений в материале полосы (листа) после асимметричной прокатки проводили в сравнении с условиями после симметричной прокатки.

Механические остаточные напряжения в материале полосы (листа), как правило, в наибольшей степени связаны с неравномерностью деформации металла при обработке. Поэтому при моделировании исследовали также взаимосвязь между характером неравномерности деформации и уровнем остаточных напряжений в материале полосы (листа).

Результаты моделирования и

их обсуждение

При прокатке на неравномерность деформации существенное влияние оказывает контактное трение.

450

га

150

0,0 0,5 1,0 1,5 2,0

Истинная деформация

Рис. 2. Кривая текучести алюминиевого сплава АМг6

Распределение интенсивности деформации и остаточных напряжений по толщине полосы (листа) в зависимости от коэффициента трения при симметричной прокатке показано на рис. 3. С увеличением коэффициента трения с 0,1 до 0,4 деформация существенно возрастает на верхней и нижней поверхности листа, однако, в центральном слое она остается практически неизменной (рис. 3, а). После разгрузки в материале листа формируются остаточные напряжения (максимальные главные) (рис. 3, б). При низком коэффициенте трения 0,1 небольшие растягивающие остаточные напряжения на уровне до 11 МПа формируются у верхней и нижней поверхности листа. А при более высоком коэффициенте трения (0,2.0,4) растягивающие остаточные напряжения на уровне до 44 МПа формируются уже в центральном слое листа (рис. 3, б).

« 1.3

я

2 1,2 ¿1 а о

•©<1,1 о»

ч

л

н и

0

1 0,9 о

аз £ 0,8 к

а

1,0

0,7

45

я

Е 40

35

<Ц

§ 30

&>

ч в* 25

а,

с к 20

а

Щ о 15

к

V о 10

и

(в и 5

и

о 0

-5

ч 0-4

XV 0,3

0,2

0,1

0,1

0,2 0,3

Толщина листа, мм

0,4

0,5

верх

0,4

0,3

0,2

0,1

0 0, 1 о, ,2 0,3 0,4 0,:

Толщина листа, мм

низ

=> верх

Рис. 3. Распределение интенсивности деформации

Характер распределения интенсивности деформации по толщине листа при асимметричной прокатке с рассогласованием скоростей валков АУ=50% принципиально меняется в сравнении с симметричными условиями прокатки. С увеличением коэффициента трения с 0,1 до 0,4 деформация существенно возрастает как в поверхностных, так и в центральном слое листа. Более высокая деформация наблюдается на верхней поверхности листа, контактирующей с более медленным валком. Однако ярко выраженной неравномерности деформации по толщине листа при этом не наблюдается. После разгрузки в материале листа также формируются остаточные напряжения, но характер их распределения несколько иной. Если при симметричной прокатке с увеличением коэффициента трения растягивающие напряжения формировались в центральном слое, то при асимметричной прокатке растягивающие напряжения формируются в поверхностных слоях листа (рис. 4, б). При этом следует отметить, что остаточные напряжения (по абсолютной величине) слабо согласуются с деформированным состоянием металла.

Например, при коэффициенте трения 0,2 распределение интенсивности деформации по толщине листа является достаточно равномерным (рис. 4, а). Но уровень растягивающих остаточных напряжений, в особенности на нижней поверхности листа, достигает 40 МПа и является наиболее высоким. В свою очередь, при коэффициенте трения 0,4 распределение интенсивности деформации по толщине листа является неравномерным (рис. 4, а). Однако уровень растягивающих остаточных напряже-

ний при этом является наиболее низким и не превышает 14 МПа (рис. 4, б).

Отсутствие ярко выраженной взаимосвязи между деформированным состоянием металла и распределением растягивающих остаточных напряжений по толщине листа после асимметричной прокатки говорит, возможно, о более сложных причинах их формирования, связанных с кинематикой процесса.

Влияние степени рассогласования окружных скоростей рабочих валков АУ на величину интенсивности деформации в материале листа носит нелинейный характер. С увеличением АУ от 0 до 48% интенсивность деформации возрастает как в поверхностных, так и в центральном слое листа (рис. 5). Неравномерность деформации при этом снижается, в особенности, между нижней поверхностью и центральным слоем листа. При дальнейшем увеличении АУ от 48% до 50% интенсивность деформации по всей толщине листа резко падает (рис. 5). Более подробная картина распределения интенсивности деформации по толщине листа в зависимости от рассогласования окружных скоростей рабочих валков АУ при асимметричной прокатке представлена на рис. 6.

Рис. 4. Распределение интенсивности деформации (а) и остаточных напряжений (б) по толщине листа в

зависимости от коэффициента трения при асимметричной прокатке

я

СЯ

Ж Л о

V 1

ч

л и о о в

а

1,6

1,2

о В

<и

И §

К

1,0

0,8

верхняя поверхность

нижняя поверхность

центр

10 20 30 40

Степень рассогласования окружных скоростей рабочих валков, %

50

Рис. 5. Влияние степени рассогласования окружных скоростей рабочих валков АУ на величину интенсивности деформации в центре листа, а также на его нижней и верхней поверхности

О 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5

Толщина листа, мм низ > верх

Рис. 6. Распределение интенсивности деформации по толщине листа в зависимости от рассогласования окружных скоростей рабочих валков АУ при асимметричной прокатке

С увеличением рассогласования окружных скоростей рабочих валков АУ от 0 до 40% максимальные растягивающие остаточные напряжения в материале листа возрастают до 74 МПа (рис. 7). При этом растягивающие напряжения формируются в средних слоях листа.

При дальнейшем увеличении АУ от 40% до 50% максимальные растягивающие остаточные напряжения снижаются, достигая минимума при АУ=50% (рис. 8). Концентрация остаточных напряжений наблюдается при этом уже в поверхностных слоях листа.

80

ее

I70

<В 60

* 50 %

а, 40 е

го

я 30

<и о

Я 20

10 о -10

л1 Л,

\/40%

/^Т20% /30°/\

Л \

/Ж/ 10%

V 0% Ж \

Л

о о, 1 о, ,2 0, 3 0 ,4 0,:

Рис. 7. Распределение остаточных

напряжений по толщине листа в зависимости от рассогласования

окружных скоростей рабочих валков АУ при асимметричной прокатке

низ

=> верх

60

50

я

Б

&

О)

§40

а>

С я а "20

о

3 110 н

со н

5 0 -10

42%

\ 46% \ у 44%

48% \

50%

0 0,1 0,2 0,3 0,4 о,: Толщина листа, мм

Рис. 8. Распределение остаточных

напряжений по толщине листа в зависимости от рассогласования окружных скоростей рабочих валков АУ при асимметричной прокатке

низ

=> верх

Таким образом, результаты моделирования и анализ влияния технологических параметров процесса показали, что существенное влияние на закономерности формирования остаточных напряжений по толщине листа из алюминиевого сплава АМг6 после асимметричной прокатки оказывает степень рассогласования окружных скоростей рабочих валков, а также формирующуюся при этом из-за вертикального изгиба геометрическая форма полосы. Например, в исследованной в рамках

данной работы области технологических параметров, уровень остаточных растягивающих напряжений максимален и достигает 75 МПа при АУ=40% (рис. 9), а минимален - при АУ=е=50%, не превышая 14 МПа (рис. 10). Для более глубокого анализа закономерностей формирования остаточных напряжений при асимметричной прокатке требуется проведение дополнительных экспериментальных исследований.

Рис. 9. Форма полосы и поле остаточных напряжений по толщине после асимметричной

прокатки

Рис. 10. Форма полосы и поле остаточных напряжений по толщине после асимметричной

прокатки

Выводы

1. При обычной (симметричной) прокатке неравномерность деформации вследствие высокого коэффициента контактного трения (0,2...0,4) приводит к формированию растягивающих остаточных напряжений на уровне до 44 МПа в центральных слоях полосы (листа) из алюминиевого сплава АМг6.

2. При асимметричной прокатке отсутствует ярко выраженная взаимосвязь между неравномерностью деформации и распределением растягивающих остаточных напряжений по толщине листа. Наибольшее влияние на фор-

мирование остаточных напряжений оказывает степень рассогласования окружных скоростей рабочих валков, а также формирующуюся при этом из-за вертикального изгиба геометрическая форма полосы.

3. В исследованной в рамках данной работы области технологических параметров, уровень остаточных растягивающих напряжений максимален после асимметричной прокатки с АУ=40% и достигает 75 МПа, а минимален - при АУ=е=50%, не превышая 14 МПа.

4. Результаты исследования могут быть полезны при разработке оптимальных режи-

мов асимметричной прокатки, обеспечивающих минимизацию опасных растягивающих остаточных напряжений в листах из алюминиевых сплавов типа АМг6.

Благодарность

Исследование выполнено за счет гранта Российского научного фонда

Список литературы

1. О некоторых актуальных проблемах разработки алюминиевых сплавов и технологий для авиакосмического применения / Давыдов В.Г. // Известия вузов. Цветная металлургия. 2001. № 4. С. 32-36.

2. Механические свойства микрокристаллического алюминиевого сплава АМг6 / Чувильдеев В.Н., Грязнов М.Ю., Копылов В.И., Сысоев А.Н., Овсянников Б.В., Флягин А.А. // Вестник Нижегородского университета им. Н.И. Лобачевского.

2008. № 4. С. 35-42.

3. Development of severe plastic deformation by various asymmetric rolling processes / Ji Y.H., Park J.J. // Materials Science and Engineering: A. Vol. 499.

2009. P. 14-17.

4. Microstructure evolution and mechanical properties of severely deformed Al alloy processed by differential speed rolling / Lorentz, Young Gun Ko // Journal of Alloys and Compounds. Vol. 536S. 2012. P. S122-S125.

5. Shear deformation and grain refinement in pure Al by asymmetric rolling / Zuo F., Jiang J., Shan A. // Transactions of Nonferrous Metals Society of China. Vol. 18. 2008. P. 774-777.

6. Развитие теории и технологии процесса асимметричной тонколистовой прокатки как метода интенсивной пластической деформации: монография / Песин А.М., Пустовойтов Д.О., Свердлик М.К. Магнитогорск: ФГБОУ ВО «МГТУ им. Г.И. Носова», 2017. 151 с.

7. Influence of process parameters on distribution of shear strain through sheet thickness in asymmetric rolling / Pesin A., Pustovoytov D. // Key Engineering Materials. Vol. 622-623. 2014. P. 929-935.

8. Special Rolling Techniques for Improvement of Mechanical Properties of Ultrafine-Grained Metal Sheets: A Review / Yu H., Lu C., Tieu K., Li H., Godbole A., Zhang S. // Advanced Engineering Materials. 2015. P. 1-16.

9. Finite element simulation of extremely high shear strain during a single-pass asymmetric warm rolling of Al-6.2Mg-0.7Mn alloy sheets / A. Pesin, D. Pustovoytov // Procedia Engineering. 207 (2017) 14631468.

10. Моделирование остаточных напряжений в тонкостенном прокате трапециевидного сечения / Макеев С.А., Колмаков Д.М. // Омский научный вестник - Машиностроение и машиноведение. 2014. №1 (127). с. 69-74.

11. Управление остаточными напряжениями в металлах и сплавах / Вишняков Д.В., Пискарев В.Д. М.: Металлургия. 1989. 254 с.

12. Методы предупреждения и уменьшения остаточных напряжений // Сайт по металлургии. -Режим доступа: http://metal-archive.ru/obrabotka-cvetnyh-metallov/604-metody-preduprezhdeniya-i-umensheniya-o statochnyh-napryazheniy.html