Обработка материалов давлением. Сборник научных трудов. №19

Подождите немного. Документ загружается.

Обработка материалов давлением №1 (19), 2008

111

а) б)

Рис. 1. Расчетная схема очага деформации (а) и выделенного элементарного объема(б)

при реализации процесса плакирования относительно тонких лент, листов и полос.

Следуя рекуррентной схеме решения, то есть исходя из известных значений компо-

нент напряженно-деформированного состояния начального сечения каждого отдельного

элементарного объема (см. рис. 1, б), непосредственно последующий расчет был сведен к

определению аналогичных компонент конечного сечения, отвечающих условиям статическо-

го равновесия каждой отдельной составляющей и всей композиции в целом. Для первой и

второй составляющей данное условие может быть записано в виде:

()

(

)

(

)

−

−−

2i1x1i1x2i1x1i1x1i1x1i1x2i1x2i1x2i1x

hhpp5,0hhK2p

()

(

)

0Xfpfp5,0Xfpfp5,0

i2i12x2i12x1i12x1i12xi2i1x2i1x1i1x1i1x

=Δ

+ ; (1)

откуда с учетом инженерного варианта условия пластичности

xxx

K2p σ+

по отношению к

искомой величине нормальных контактных напряжений

2i1x

()

[

{

−

2i1x1i1x1i1x1i1x1i1x2i1x2i1x2i1х

hhphhK22р

()

]

}

(

)

{

}

i2i12x2i1x2i1x1i1xi1i12x1i1x

XffhhXff

−

Δ− mm ; (2)

где положительные значения нормальных осевых напряжений

1i1x

σ соответствуют

напряжениям сжатия;

i – порядковый номер граничных сечений выделенных элементарных объемов

(см.рис. 1, б);

2i12x1i12x

ff −= ,

1i1x

f ,

2i1x

f – текущие значения коэффициентов межслойного, а также

внешнего трения на контактных поверхностях ведущего и ведомого рабочих валков;

2i1x

1i1x

xΔ

– геометрические характеристики соответствующего выделенного

элементарного объема, иллюстрируемые рисунком 1.

Совершенно аналогично и по отношению ко второй составляющей:

()

[

{

−

2i2x1i2x1i2x1i2x1i2x2i2x2i2x2i2х

hhphhK22р

()

]

}

(

)

{

}

i2i12x2i2x2i2x1i2xi1i12x1i2x

XffhhXff

−

Δ±− (3)

С другой стороны, исходя из равновесия конечного сечения в вертикальной плоскости,

необходимым является выполнение условия

2i2x2i1x

, что в свою очередь может быть

обеспечено за счет организации дополнительной итерационной процедуры по определению

конечных толщин

2i1x

2i2x

, отвечающих именно данному условию. В качестве матема-

тического обеспечения указанной выше итерационной процедуры использовали метод целена-

правленного перебора, при этом, в случае выполнения условия

2i2x1i2x2i1x1i1x

h/hh/h =

, то

есть в случае равенства относительных вытяжек и, как следствие, наличии межслойных сил

Обработка материалов давлением №1 (19), 2008

112

трения-покоя, дальнейший расчет напряженно-деформированного состояния производили в

соответствии с математической моделью процесса прокатки многослойных полиметалличе-

ских композиций.

Помимо организации рекуррентных решений начальных условий связи, разработан-

ная математическая модель по аналогии с численными математическими моделями процесса

прокатки относительно тонких монометаллических сред [5] была дополнена расчетом зоны

упругого восстановления, итерационными процедурами по

определению относительных

протяженностей зон опережения на верхнем и нижнем рабочих валках, исходя из условия

равенства расчетного и заданного значений переднего натяжения, учету упругого сплющи-

вания рабочих валков и полосы на основе численной интерпретации решения

И.Я. Штаермана. По мере обеспечения сходимости всех итерационных процедур путем орга-

низации в соответствии численного

интегрирования расчетных распределений нормальных

р и касательных

τ контактных напряжений было осуществлено определение силы Р и

моментов

М ,

М на каждом из рабочих валков, имеющих место при реализации исследуе-

мой технологической схемы процесса плакирования прокаткой:

()( )()

[]

∑

−τ+τ+τ+τ+Δ+=

пл

2xi1xi2i2x1i2x2i1x1i1xi2xi1xi

hh25,0xpp5,0BР ; (4)

()( )

[]

∑

αΔτ+τ++=

пл

i1xii12i1x1i1xi1p2xi1xi1

cosxllpp5,0BM

; (5)

()( )

[]

∑

αΔτ+τ++=

пл

i2xii22i2x1i2xi2p2xi1xi2

cosxllpp5,0BM , (6)

где определение текущих значений углов контакта

i1x

i2x

, а также соответст-

вующих плеч приложения нагрузки от нормальных

i)2(1p

l и касательных

i)2(1

контактных

напряжений производили с учетом нецилиндричности образующих поверхностей упруго-

деформированных рабочих валков [6]:

Помимо оценки энергосиловых параметров процесса плакирования немаловажным с

точки зрения контролирования качества готовой продукции является оценка результирую-

щей продольной кривизны, прогнозирование вероятности наличия микро и макро дефектов

сплошности, а также прочности соединений различных составляющих.

По мере снятия внешней

нагрузки происходит приращение осевой деформации вслед-

ствие наличия упругого восстановления всей листовой композиции. В случае сохранения

плоскостности полученной листовой композиции, то есть при равенстве нулю ее результи-

рующей продольной кривизны

ост

χ остаточные осевые деформации и напряжения для каж-

дой из составляющих можно определить как:

вост.уп1уп1ост

−ε=ε ;

вост.уп2уп2ост

−

; (7)

1п1ост1хост

⋅

=σ ;

2п2ост2хост

⋅

, (8)

где

1уп

2уп

– упругие осевые деформации сжатия-растяжения;

вост.уп

εΔ – осевые деформации упругого восстановления;

1п

Е ,

2п

Е – модуль упругости материала композиции.

Наличие неоднородного по толщине распределения остаточных осевых напряжений

хост

σ приводит к появлению продольной кривизны, при этом количественная оценка

ост

следуя методике работы [7], может быть получена на основе организации еще одной допол-

нительной итерационной процедуры вида:

(

)

{

}

2n211n11остtсt.ост)1t(с.ост

EhEhBT

−

=ε

; (9)

Обработка материалов давлением №1 (19), 2008

113

()

{

}

2n211n11

1остtсt.ост)1t(с.ост

EhEhBhM12 +−χ=χ

, (10)

где

с.ост

ε ,

с.ост

χ – остаточные деформация и продольная кривизна среднего по тол-

щине всей композиции слоя;

остt

Т ,

остt

M – расчетные в рамках данного t-го цикла итерационной процедуры

решения значения остаточных внешней силы и изгибающего момента, определяемые, в свою

очередь, как:

(

)

2t2xоос1t1xоосостt

hhBТ

⋅

= ;

()

22ct2xоос11ct1xоосостt

hyhyBM

⋅

⋅= ; (11)

y – геометрическая координата средней линии слоя, имеющая свое начало по

середине толщины всей листовой композиции;

хостt

σ результирующие остаточные осевые напряжения, действующие в рамках соот-

ветствующего слоя и определяемые с использованием следующей алгоритмической после-

довательности:

Сплошность композиции согласно методикам работ [8,9], прогнозировались исходя из

наличия функциональных связей между интенсивностью разрушения окисных пленок и

прочностью получаемых соединений. Таким образом, с использованием расчетных распре-

делений нормальных контактных напряжений и степени

деформации сдвига может быть вы-

полнен количественный анализ механизмов образования и сближения ювинильных поверх-

ностей. По аналогии с прочностью сварных соединений при их испытаниях на отрыв опреде-

ляли прочность межслойных связей как:

(

)

[

]

{

}

2exp5,1К

рплminотр

λ−λ−=σ , (12)

где

К ,

рпл

λ – сопротивление сдвигу металла менее прочной составляющей и пре-

дельное с точки зрения разрушения ее окисной пленки значение степени деформации сдвига [8]:

()( )

[]

плрпл

h11,01k125,0

+⋅+=λ

– для алюминия;

()()

−−=λ k5,0exph1,02

плрпл

Си

– для меди.

– степень совместной пластической деформации сдвига разнородных металлов.

В качестве примера результатов численной реализации рассмотренной математиче-

ской модели и соответствующих ей программных средств на рисунке 2 представлены рас-

четные распределения основных компонент напряженно-деформированного состояния,

имеющих место при реализации процесса плакирования прокаткой относительно тонкой би-

металлической листовой композиции «сталь 08кп – медь М1».

Анализ полученных результатов позволил установить, что вследствие неравенства те-

кущих значений сопротивления сдвигу

1х

К2 и

2х

К2 первоначально пластически деформи-

руется только медная составляющая, что приводит к соответствующим перераспределениям

касательных межслойных

12х

τ а также нормальных осевых

1х

2х

σ напряжений. При

этом текущие значения нормальных осевых напряжений сжатия, действующих на медную

составляющую

2х

σ , превышают аналогичные значения нормальных осевых напряжений,

действующих на стальную составляющую

1х

. Отмеченное инициирует пластическую де-

формацию последней с последующим постепенным выравниванием текущих значений вы-

тяжек

2i1x1i1xi1х

hh=λ и

2i2x1i2xi2х

hh=λ . Достижение равенства

i2хi1х

λ=

имеет место

в сечениях близких к нейтральному, в рамках которого касательные контактные напряжения

1х

τ и

2х

τ изменяют свое направление, а следовательно, и свой знак (см. рис. 2б). Для этих

же сечений характерным является наличие максимальных значений и нормальных осевых

1х

σ ,

2х

σ , и нормальных контактных

р напряжений (см. рис. 2, а).

Обработка материалов давлением №1 (19), 2008

114

а) б)

Рис. 2. Расчетные распределения основных компонент напряженно-

деформированного состояния при реализации процесса плакирования прокаткой относи-

тельно тонкой двухслойной биметаллической листовой композиции «сталь 08кп-медь М1»

( =

h мм5,1h

= ;

мм0,1h

;

мм200RR

1 – сталь 08кп 2 – медь М1.

Выводы

Применительно к условиям реализации процесса плакирования прокаткой относитель-

но тонких биметаллических композиций на основе численного рекуррентного решения конеч-

но-разностной формы условия статического равновесия выделенного элементарного объема

получена математическая модель напряженно-деформированного состояния, позволяющая

прогнозировать геометрические, энергосиловые параметры процесса, а также продольную

кривизну, сплошность и показатели качества полученной биметаллической композиции

ЛИТЕРАТУРА

1. Кузнецов Е.В. Основные тенденции в развитии процессов производства слоистых металлических компози-

ций // Труды III конгресса прокатчиков. – М.: Черметинформация.,2000. – С. 235–237.

2. Кобелев А.Г. Технология слоистых материалов. / А.Г. Кобелев, И.Н. Потапов, Е.В. Кузнецов – М.: Металлур-

гия, 1991. – 248 с

3. Потапкин В.Ф. Математическая модель механических свойств и запаса пластичности меди

и медно-

цинковых сплавов при холодной прокатке / В.Ф. Потапкин, А.В. Сатонин, Ю.К. Доброносов // Изв. вузов. Черная ме-

таллургия. - 1986. - №7. - С. 58-61.

4. Математическое моделирование процесса холодной прокатки тонких полиметаллических листов и полос /

В.Ф. Потапкин, А.Н. Левкин, А.В. Сатонин, Д.В. Чуков // Оптимизация металлосберегающих процессов при обработке

металлов давлением. - Ростов н/Д: Институт сельскохозяйственного машиностроения. - 1989. - С. 152-158.

5. Сатонин А.В. Численное конечно - разностное математическое моделирование напряженно - деформирован-

ного состояния металла при реализации различных технологических схем обработки давлением // Удосконалення процесів

та обладнання обробки тиском в металургiї i машинобудуваннi. - Краматорськ: ДДМА, 2001. - С. 559-564.

6. Сатонин А.В. Математическое моделирование геометрических и кинематических

параметров очага дефор-

мации процесса прокатки относительно тонких листов и полос // Удосконалення процесів та обладнання обробки тис-

ком в металургії і машинобудуванні. - Краматорськ: ДДМА, 2000. – С. 298–302.

7. Одномерное математическое моделирование напряженно-деформированного состояния при правке растя-

жением с изгибом / В.И. Дунаевский, В.А. Самойлов, А.В. Сатонин, А.Б. Егоров // Изв

. вузов. Черная металлургия. – 1994. -

№9. – С. 44-47.

8. Давиденко А.А. Расчет прочности соединения составляющих биметалла при гидропрессовании / А.А. Давиден-

ко, Я.Е. Бейгельзимер, А.Б. Дугадко // Металургія - Донецьк: ДонНТУ, 2002. – С. 140–145.

9. Колмогоров В.Л., Богатов А.А., Мигачев Б.А. Пластичность и разрушение. - М.: Металургія, 1977. – 336 с.

Сатонин А. В. – д-р техн. наук, проф. каф. АММ ДГМА;

Кулик Т. А. – канд. техн. наук, ассистент каф. ОКММ ДГМА;

Кулик Н. А. – аспирант каф. АММ ДГМА.

ДГМА – Донбасская государственная машиностроительная академия, г. Краматорск.

amm@dgma.donetsk.ua

Обработка материалов давлением №1 (19), 2008

115

УДК 621.982

Сатонин А. В.

Гаврильченко О. А.

Титаренко А. И.

Шестопалов А. В.

АНАЛИЗ ВЛИЯНИЯ ТЕМПЕРАТУРЫ И ГЕОМЕТРИЧЕСКИХ

ХАРАКТЕРИСТИК НА ЭНЕРГОСИЛОВЫЕ ПАРАМЕТРЫ ПРИ РЕАЛИЗАЦИИ

ПРОЦЕССА ГОРЯЧЕЙ ПРАВКИ ОТНОСИТЕЛЬНО ТОЛСТЫХ ЛИСТОВ

В предстоящие десятилетия самым важным для рынка газа станет экономия электро-

энергии. Основным фактором роста пропускной способности газопроводов большой протя-

женности является увеличение давления в нем. Поэтому ожидается появление труб более

прочных и с большей толщиной стенки.

Конкурентное средство поставки газа на рынок – это трубопровод высокого (выше

традиционных 8–10 МПа) давления

из высококачественной трубной стали [1].

В настоящее время основным материалом для магистральных газопроводов служит

сталь марки К 50 (Х 60), К 60 (Х 70), К 70 (Х 80), 10Г2ФБ или ее аналог – сталь марки

10Г2ФБЮ. Применение сталей сверхвысокой прочности позволяет уменьшить толщину

стенки магистральных трубопроводов, т. е. снизить их материалоемкость в сравнении со ста-

лью

обычной высокой прочности. Сокращаются также затраты на строительство трубопро-

водов за счет снижения стоимости перевозки и сварки труб.

Для перехода от труб диаметром 1020 мм, рассчитанных на рабочее давление 7,5 МПа

к трубам диаметром 1420 мм, рассчитанным на рабочее давление 12 МПа требуется увеличе-

ние толщины стенки трубы, кроме этого осваивается производство труб диаметром 720–

1067

мм со стенками больших толщин (25–40 мм), которые тоже относятся к новому сорта-

менту, необходимому для строительства подводных газопроводов [2].

Данная тенденция требует пересмотра существующих требований к процессам произ-

водства металлопроката и формирования новых подходов к оценке и управлению качеством

готовой металлопродукции. Отмеченное в полной мере касается процессов горячей правки

относительно толстых листов

для магистральных трубопроводов на многороликовых пра-

вильных машинах, которые являются одним из завершающих этапов производства толстых

листов.

Целью исследований – разработка численно-аналитическая математической модели

напряженно-деформированного состояния металла при горячей правке относительно тол-

стых листов, основанная на решении условия статического равновесия листа на каждом

межроликовом участке, позволяющая определить реологию деформированного

металла а

также энергосиловые параметры реализуемого процесса наряду с показателями качества го-

тового металлопроката [3].

Также разработана конечно-элементная математическая модель, позволяющая произ-

вести автоматизированное проектирование технологических режимов процессов горячей

правки относительно толстых листов на многороликовых правильных машинах и определить

настройки рабочих роликов, соответствующие минимальной результирующей кривизне лис-

та. Данная математическая модель

позволяет корректно учесть механические свойства мате-

риала листа, его исходные геометрические характеристики, а также особенности используе-

мого механического оборудования.

Обработка материалов давлением №1 (19), 2008

116

T=500

T=600

T=700

T=800

2000

4000

6000

8000

10000

10 20 30 40

h (мм)

(кН/мм)

T=500

T=600

T=700

T=800

2000

4000

6000

8000

10000

10 20 30 40

h (мм)

(кН/мм)

)

Рис. 1. Расчетные распределения силы правки: а – для стали Х60; б – для стали Х80,

азличных значениях темпе

ат

ур

ы и толщины листов.

На основе разработанных математических моделей [4, 5] был произведен расчет энер-

госиловых параметров процесса горячей правки относительно толстых листов из стали мар-

ки Х 60 и Х 80, выявлено их изменение в зависимости от различной толщины листа и его

температуры. При этом конечная кривизна листов подвергнутых правке составила 0,01 мм-1.

Количество роликов в листоправильной машине – 11 штук, диаметр бочки рабочего ролика –

280 мм. Результаты расчета представлены на рисунках 1 и 2.

Анализ полученных результатов свидетельствует об однозначном уменьшении силы и

момента правки при увеличении температуры (а следовательно и снижении предела текуче-

сти материала) реализуемого процесса, как исследуемых целевых функций при всех рас-

смотренных сочетаниях размерных параметров выправляемых листов. Так при

увеличении

толщины листа, сила и момент правки возрастают.

Аналогичный характер имеет изменение вышеупомянутых энерогосиловых парамет-

ров с уменьшением температуры.

Оценка степени достоверности полученных теоретических решений и разработанных

на их основе практических рекомендаций может быть осуществлена с использованием ре-

зультатов экспериментальных исследований, поведенных в лабораторных условиях [6]. По-

лученные результаты могут быть

использованы для уточнения исходных данных для чис-

ленной реализации полученных математических моделей и соответствующих им программ-

ных средств. Целесообразным в этом случае является и разработка новых эксперименталь-

ных установок, обеспечивающих снижение трудоемкости и повышение точности результа-

тов экспериментальных исследований. С точки зрения расширения сортамента готовой ме-

таллопродукции немаловажными являются разработка, исследование

и освоение принципи-

ально новых технологических решений и конструктивных исполнений. К таким технологи-

Обработка материалов давлением №1 (19), 2008

117

T=500

T=600

T=700

T=800

100

200

300

400

500

600

10 20 30 40

h (мм)

(МН*м/мм)

T=500

T=600

T=700

T=800

100

200

300

400

500

600

10 20 30 40

h (мм)

(МН*м/мм)

a) б)

Рис. 2. Расчетные распределения момента правки:

а – для стали Х60; б – для стали Х80, при различных значениях температуры и тол-

щины листов.

ческим решениям следует отнести процесс горячей правки на машинах с индивидуальной

настройкой правильных роликов, позволяющих реализовать многовариантные, отличные от

традиционных схем технологические настройки, а также на машинах, позволяющих реализо-

вать изгиб правильных роликов для устранения местных дефектов плоскостности.

Экспериментальные исследования интегральных характеристик энергосиловых пара-

метров и результирующей кривизны, получаемой при правке

заготовок из свинца и сталей

различных марок были проведены на созданной для этих целей лабораторной девятиролико-

вой листоправильной машине 9х100х250 Донбасской государственной машиностроительной

академии (см. рис. 3).

При экспериментальном исследовании процесса горячей правки пластической дефор-

мации подвергали исходные листовые заготовки из свинца С1, а также из стали Ст3 и ста-

ли 45. Стальные образцы перед правкой нагревали в электропечи сопротивления до темпера-

туры 400-600°С. Ширина выправляемых листовых заготовок составляла 100 мм.

Результаты проведенных экспериментальных исследований позволили определить

степень достоверности разработанных математических моделей, а также разработать реко-

мендации по выбору исходных данных для численной реализации расчетов напряженно-

деформированного состояния металла и основных показателей качества

готовой металло-

продукции при горячей правке относительно толстых листов на многороликовых правиль-

ных машинах. При этом, погрешность получаемых теоретических результатов по суммарной

силе правки составляла менее 10%, а моменту – 30%. Также было установлено критериаль-

ное соответствие теоретических и эмпирических значений результирующей кривизны гото-

вого листа.

Обработка материалов давлением №1 (19), 2008

118

а) б)

в)

Рис. 3. Конструкция (а) и общий вид (б, в) лабораторной установки для реализации

экспериментальных исследований процессов правки относительно толстых листов

9х100х250 Донбасской государственной машиностроительной академии.

Для оценки работоспособности программных средств по автоматизированному про-

ектированию технологических режимов процессов правки относительно толстых листов был

произведен численный эксперимент с использованием более

строгой по постановке и ин-

формативности математической модели, основанной на методе конечных элементов в про-

граммной реализации ABAQUS 6.5 [7]. При анализе моделировались реальные условия про-

цессов правки относительно толстых листов, определялась настройка роликов с помощью

разработанной системы автоматизированного проектирования, а ее проверка, с точки зрения

эффективности и получаемого качества, производилась в конечно-элементной

модели. Ко-

нечно-элементная математическая модель позволила также получить более полную инфор-

мацию о распределении локальных характеристик напряженно-деформированного состоя-

ния металла при реализации процесса правки, а также произвести расчет с минимумом

Обработка материалов давлением №1 (19), 2008

119

принимаемых допущений при одновременной возможности задания исходной кривизны лис-

та, а также учете упрочнения металла при деформации. Результаты проведенного численного

эксперимента позволили рекомендовать полученные программные средства к промышлен-

ной апробации, а также уточнить исходные данные на численную реализацию математиче-

ской модели.

Выводы

Разработаны математические модели напряженно-деформированного состояния ме-

талла при

горячей правке относительно толстых листов позволяющие определить энергоси-

ловые параметры реализуемого процесса наряду с показателями качества готового металло-

проката, а также произвести автоматизированное проектирование технологических режимов

процессов горячей правки относительно толстых листов на многороликовых правильных

машинах и определить настройки рабочих роликов, соответствующие минимальной резуль-

тирующей кривизне листа.

Проанализировано влияние исходных

технологических параметров при горячей прав-

ке относительно толстых листов на энергосиловые параметры и показатели качества готовой

металлопродукции. Разработана установка и проведен ряд экспериментальных исследований

энергосиловых параметров и основных показателей качества готовой металлопродукции при

реализации процессов правки на многороликовых правильных машинах, подтверждающий

адекватность разработанной математической модели.

ЛИТЕРАТУРА

1. Разработка сталей сверхвысокой прочности для труб // Danieli News. - March, 2007. - №149, - Р. 23–25.

2. Морозов Ю.Д. Состояние и перспективы развития сталей для труб большого диаметра / Ю.Д. Мо-

розов, Л.И. Эфрон, Ю.И. Матросов. – Москва: ЦНИИчермет им. И.П. Бардина, 2004, –С. 29-36.

2. Слоним А.З. Машины для правки листового и сортового материала / А.З.

Слоним., А.Л. Сонин. – М.:

Машиностроение, 1975. – 208 с.

3. Новые разработки НКМЗ в технологии и оборудовании для правки толстых листов /

А.И. Титаренко, Ю.Н. Белобров, В.Г. Сминов, И.А. Евгиненко, А.В. Шестопалов, А.В. Сатонин, А.А. Сатонин,

А.А. Бегунов // Металлург. – 2006. - №11. – С. 66-70.

4. Сатонин А.В. Математическое моделирование

напряженно-деформированного состояния металла

при горячей правке на многороликовых правильных машинах / А.В. Сатонин, А.В. Шестопалов, Е.Б. Кулаченко и

др. // Восточноевропейский журнал передовых технологий. – 2006. - №5/2(23) – С. 38-43.

5. Шестопалов А.В. Разработка уточненной математической модели процесса правки относительно

толстых листов и полос / А.В. Шестопалов, А.А. Сатонин, О.А

. Гаврильченко // Удосконалення процесів і об-

ладнання обробки тиском в металургії і машинобудуванні: Тематичний збірник наукових праць. – Краматорск:

ДГМА, 2007. – С. 513-515.

6. Шестопалов А.В. Экспериментальные исследования процессов горячей правки относительно тол-

стых листов / А.В. Шестопалов, А.А. Сатонин, О.А. Гаврильченко // Розвиток методів розрахунку, удоскона-

лення технологій та обладнання процесів тиском

: Матеріали науково-практичної конференції. – Крама-

торськ: ДДМА, 2007. – С. 31-35.

7. Конечно-элементное математическое моделирование напряженно-деформирован-ного состояния

металла и основных показателей качества при горячей правке на многороликовых правильных машинах /

А.И. Титаренко, А.В. Шестопалов, А.А. Сатонин, О.А. Гаврильченко // Розвиток методів розрахунку, удоскона-

лення технологій та обладнання процесів тиском

: Матеріали науково-практичної конференції. – Крама-

торськ: ДДМА, 2007. – С. 15-19.

Сатонин А. В. – д-р техн. наук, проф. каф. АММ ДГМА;

Гаврильченко О. А. – аспирант каф. АММ ДГМА;

Титаренко А. И. – канд. техн. наук, сотрудник ЗАО «НКМЗ»;

Шестопалов А. В. – канд. техн. наук, сотрудник ЗАО «НКМЗ».

ЗАО НКМЗ – ЗАО «Новокраматорский машиностроительный завод», г. Краматорск;

ДГМА – Донбасская государственная машиностроительная академия, г.

Краматорск.

amm@dgma.donetsk.ua

Обработка материалов давлением №1 (19), 2008

120

УДК 621.7

Milenin A.

Muskalski Z.

Wiewiórowska S.

THE MULTI-SCALE FEM SIMULATION AND EXPERIMENTAL ANALYSIS

OF THE DRAWING PROCESSES OF HIGH CARBON STEEL

The properties of the wire are dependent on the micro and macrostructures of the steel. Re-

cently [1, 2] a close connection between properties of the wire and the orientation of the cementite

lamellas in the grains was shown. The orientation of the cementite lamellas in the pearlitic colony is

dependent on the parameters of the multi-pass drawing process. Development of high strength steel

wires with a breaking strength of 4000 MPa, particularly, for tire cord application [3, 4],

exemplifies importance of such a fundamental understanding of pearlite deformation.

The purpose of this paper is to mathematical modeling of cementite and ferrite deformation

during drawing processes and receive an information about transformation of a pearlitic structure of

wire during drawing. Therefore, it is evident that there is a need for experimental analyze of

microstructure and properties of wire, modeling of steel in different scales [5-9] and monitoring

their behavior simultaneously.

For experimental research steel GD 76 A (according to Polish standards) used for mining

hoisting ropes (first class) has been used. The chemical composition and the schedule of total and

single reductions are shown in table1 and 2.

Table 1

Chemical composition of steel GD76A

Contents of elements, %

C Si Mn P S Cu Cr Ni Al

Cu+Cr+

+Ni

0.76 0.21 0.60 0.005 0.009 0.09 0.03 0.06 0.002 0.18

In the experimental research the process of the drawing of the high carbon steel wires (steel

grade GD76A) with a diameter from 4.0 mm has been performed with a laboratory bull block

drawing machine in six passes to the wire with a diameter 1,70 mm. Wires were made according to

two variants of the drawing process. Variant A6 where drawing direction was constant and in

variant B6 where the direction was changed before the last pass [1].

Table 2

Schedule of single (G

) and total reductions (G

) in process of drawing of a wire 4.00 mm

to a wire 1.70 mm

Draw’s

number

0 1 2 3 4 5 6

Wire

diameter,

4.00

3.40

2.93

2.53

2.18

1.90

1.70

, % - 27.8 25.7 25.4 25.8 24.0 19.9

, % - 27.8 46.3 60.0 70.3 77.4 81.9