Modelování a výpočet tříválcového ohýbání ocelových plechů

Abstraktní

  Procesy ohýbání plechu jsou nejčastěji používané průmyslové výrobní operace. Vývoj a optimalizace těchto procesů je časově náročný a nákladný. Proto simulace konečných prvků mohou pomocidesignu a zajištění kvality výrobků z plechu. V této studii byla použita obchodní sada konečných prvků pro analýzu tříválcového ohýbání ocelového plechu. Dvojrozměrný model konečných prvků tohoto procesu bylpostavený v prostředí ABAQUS / Explicit založeném na řešení několika klíčových technik, jako je kontaktová hraniční zdravotní stav, definice vlastností materiálu, technika záběru a tak dále. Mapy s požadovaným poloměrem zakřivení bylystanovenou změnou vzdálenosti mezi oběma dolními válci a polohou horní části. Rozvinuté mapy usnadnily válcovací proces a časově náročnější práce. Průmyslový experiment využívající optimalizované číselné výsledkybylo provedeno ověření číselného modelu. Byly studovány také reziduální napětí a ekvivalentní distribuce plastických kmenů. Numerický fenomén zpětné vazby byl porovnán s analytickými výsledky.

  1. Úvod

  Válcové části nebo kroužky se používají v mnoha strojírenských aplikacích, jako jsou tlakové nádoby, výměníky tepla a komory kotlů. Také tvoří hlavní kostru ropných a plynových vrstev. Valivé stroje s oběma třemi ačtyři válce jsou nepostradatelné pro výrobu ferrules s různými zakřiveními [1-3]. Dosavadní výzkum studeného válcového ohýbání byl proveden pouze pomocí analytických a empirických modelů. Yang a Shima [4] majídiskutovalo o rozložení zakřivení a vypočítaného ohybového momentu v souladu s posunem a rotací válců simulováním deformace obrobku s průřezem ve tvaru písmene U v tříválcovém ohýbáníproces. Huaetal. [3] navrhli formulaci pro určení ohybové síly na válcích, hnacího momentu a výkonu v kontinuálním čtyřválcovém ohybu tenké desky. Gandhi a Raval [5] vyvinuli analytické aempirických modelů, aby explicitně odhadli polohu horního válce jako funkci konečného poloměru zakřivení pro tříválcový válcový ohýbání desek.

  V tomto příspěvku byly parametry procesu ohýbání tří válců studovány pomocí dvourozměrné dynamické explicitní analýzy konečných prvků (FE). Jak je schematicky znázorněno na obr. 1,

Obrázek 1. Konfigurace pyramidového tříválcového ohýbacího stroje.

Obrázek 2. Počáteční rozměry obrobku pro modelování (v mm).

plech byl přiváděn dvěma bočními válci z bodu A, ohýbán na libovolné zakřivení nastavením polohy horního válce a poté vystupoval v bodě B. Poté byl obrobek navzájem svařen tak, aby vznikl kroužek. Theválcovací proces vždy začínal rozhodujícím postupem předběhu oba konce obrobku (obr. 2). Tato operace eliminovala ploché skvrny při válcování plného válcového tvaru a zajistila lepší uzavření švu.

  Úspěch procesu tříbodového ohýbání závisí na zkušenostech a dovednostech obsluhy. Prácekusový ohyb je obecně vyráběn metodou multi-pass, nazývanou také "zkušební a chyba", aby se optimalizovala ohýbací schopnost ohýbačů válců. Metoda vícenásobného průchodu však naznačuje vysoké náklady způsobené plýtváním a ztrátou materiálučasu výroby. Opakovatelnost, přesnost a produktivita procesu vyžadují použití metody jednoho průchodu [5].

  Posledně jmenovaná metoda však byla vždy výzva, protože obsluha musí mít znalosti o různých parametrech stroje, aby získala ferruly s požadovaným průměrem. Parametry zahrnují polohu horního válce (U),vzdálenost mezi spodními válci (a) a tloušťkou plechu (e).

  2. FE modelování

  Proces válcování je komplikován z pohledu modelování FE. Jeho společné rysy s dalšími formovacími procesy zahrnují velkou plastickou deformaci, velké posuny a kontaktní jevy. Zdá se však, že tento proces je vícesložitější než jiné formovací procesy. Například obrobek je tažen do třecí mezery třením v důsledku pohybu horních a spodních válců.

  Pro modelování procesu válcování pomocí kódu Abaqus FEs a pro zajištění přesnosti a účinnosti výpočtu byly zohledněny mnohé klíčové techniky, jako je modelování geometrie, montáž, zpracování okrajových podmínek kontaktů,definice vlastností materiálu, oka a tak dále [6]. Tyto techniky jsou podrobně popsány v následující části.

  2.1 Problém modelování

  Oba implicitní i explicitní metody řešení se pokusily spustit úspěšné simulace. Implicitní metoda je příznivá u modelů, kde lze použít velké časové přírůstky. Bylo provedeno několik pokusů s použitím implicitní metody, alesimulace byly přerušeny po několika stupních rotace. Vzhledem k nelinearitě problému a těžkým kontaktním podmínkám nebylo možné použít velké časové přírůstky. Zdá se tedy, že explicitní metoda řešení vypadala vícvhodné, protože v tomto problému bylo zapotřebí velmi malých časových přírůstků. Tato volba dynamického explicitního postupu byla potvrzena Hanem a Hua [7] za použití modelu studeného rotačního kování prstencovitého obrobku. Theexplicitní postup dynamické analýzy byl založen na implementaci explicitního integračního pravidla pomocí matic diagonálních prvků. Rovnice pohybu těla byly integrovány pomocí explicitního středového rozdíluntegration rule [8], jak je uvedeno níže:

Obr. 3. Jednosměrné zkoušky tahu S275JR.

kde uN je stupeň svobody a index i odkazuje na číslo přírůstku v explicitním dynamickém kroku.

  Jednotlivé kroky jsou podrobně popsány v následujících částech.

2.2 Problematika modelování

  Celý model tříbodového ohýbání byl vytvořen z obrobku a válečků. Plechová ocel byla definována jako deformovatelné těleso a válečky, které nebyly deformovatelné, byly definovány jako diskrétní tuhé tělesa. Každý z těchtotuhé tělesa byly přiřazeny k referenčnímu bodu (RP), aby reprezentovaly jeho tuhý pohyb ve všech stupních volnosti.

  2.3 Vlastnosti materiálu

  Válce byly vyrobeny z uhlíkové oceli C46 a byly předpokládány jako tuhé tělesa. Ocelová deska byla označena jako deformovatelné tělo. Materiálové vlastnosti ocele S275JR byly definovány pomocí Youngova modulu E, hustoty ρ, aPoissonův poměr ν. Pro stanovení chování oceli z plastu byla získána konvenční křivka napětí a deformace z jednojisté tahové zkoušky (NF A 03-151), jak je znázorněno na obr. 3. Bylo předpokládáno chování izotropní elasticity,Youngův modul o hodnotě 210 GPa a Poissonově poměru 0,3. Kalení kalení bylo popsáno za použití několika bodů tahového namáhání oproti plastickému namáhání na mez kluzu (290 MPa) a pod pevností v tahu (489 MPa). Dynamickév výpočtu byla použita explicitní metoda a byla vzata v úvahu váha listu. Použitá hustota oceli činila 7800 kg.m-3. Hmotnostní měřítko výrazně ovlivňuje výpočetní výsledky; větší je velikost měřítka kratší ječas výpočtu. Velmi vysoká hmotnostní škálování však může vést k nestabilnímu řešení. V současné práci bylo zjištěno, že optimalizovaný parametr měřítka hmotnosti je 3000krát.