Modellering en berekening van het buigproces met drie rollen van staalplaten

Abstract

  Plaatwerk buigprocessen zijn enkele van de meest gebruikte industriële productieactiviteiten. Het ontwikkelen en optimaliseren van deze processen is tijdrovend en kostbaar. Daarom kunnen eindige elementen-simulaties deontwerp en kwaliteitsborging van plaatwerkproducten. In de huidige studie werd een commercieel pakket met eindige elementen gebruikt om de driewalsbuigen van een staalplaat te analyseren. Een tweedimensionaal eindig elementenmodel van dit proces wasgebouwd onder de ABAQUS / Explicit-omgeving op basis van de oplossing van verschillende sleuteltechnieken, zoals contactgrensconditiebehandeling, materiaaleigenschapsdefinitie, meshing-techniek, enzovoort. Kaarten met gewenste krommingstralen warenvastgesteld door het variëren van de afstand tussen de twee onderste rollen en de positie van de bovenste. De ontwikkelde kaarten maakten het rollingsproces eenvoudiger en minder tijdrovend. Een industrieel experiment met geoptimaliseerde numerieke resultatenwerd uitgevoerd om het numerieke model te valideren. Reststress en equivalente plastische rekverdelingen werden ook bestudeerd. Het numerieke terugveringfenomeen werd vergeleken met analytische resultaten.

  1. Inleiding

  Cilindrische secties of adereindhulzen worden in veel technische toepassingen gebruikt, zoals drukvaten, warmtewisselaarschalen en ketelkamers. Ze vormen ook het belangrijkste skelet van olie- en gasplatformen. Rollende machines met zowel drie alsvier rollen zijn onmisbaar voor de productie van adereindhulzen met verschillende krommingen [1-3]. Tot op heden is onderzoek naar het koude cilindrische buigproces uitgevoerd met alleen analytische en empirische modellen. Yang en Shima [4] hebbenbesprak de verdeling van de kromming en het berekende buigmoment in overeenstemming met de verplaatsing en rotatie van rollen door de vervorming van een werkstuk te simuleren met een U-vormige dwarsdoorsnede in een driewalsbuigenwerkwijze. Huaetal. [3] hebben een formulering voorgesteld om de buigkracht op walsen, het aandrijfkoppel en het vermogen in de continue enkeltrapsbocht met vier rollen dunne plaat te bepalen. Gandhi en Raval [5] hebben analytische enempirische modellen om expliciet de positie van de bovenste rol in te schatten als een functie van de uiteindelijke kromtestraal voor de drielingcilindrische buiging van platen.

  In het huidige artikel werden de drie-rol buigprocesparameters bestudeerd met behulp van tweedimensionale dynamische expliciete eindige elementen (FE) analyse. Zoals schematisch getoond in Fig. 1,

Fig. 1. Configuratie van een piramidale buigmachine met drie rollen.

Fig. 2. Beginafmetingen van het werkstuk voor modellering (in mm).

het plaatmetaal werd gevoed door twee zijrollen van punt A, gebogen tot een willekeurige kromming door de positie van de bovenste rol aan te passen en vervolgens bij punt B te verlaten. Daarna werd het werkstuk aan elkaar gelast om een ​​ferrule te produceren. Dehet rolproces begon altijd met de cruciale bewerking van het voorbuigen van beide uiteinden van het werkstuk (figuur 2). Deze bewerking elimineerde vlakke vlekken bij het rollen van een volledige cilindrische vorm en zorgde voor een betere sluiting van de naad.

  Het succes van het buigproces met drie rollen is in hoge mate afhankelijk van de ervaring en vaardigheid van de machinist. Het werkDe stukbocht wordt over het algemeen geproduceerd via de multi-passmethode, ook "trial and error" genoemd om de buigcapaciteit van de rolbuigmachines te optimaliseren. Desalniettemin suggereert de multi-pass methode hoge kosten als gevolg van materiaalverspilling en verliesvan productietijd. De herhaalbaarheid, nauwkeurigheid en productiviteit van het proces vereisen het gebruik van een productiemethode met één doorloop [5].

  De laatste methode is echter altijd een uitdaging geweest omdat een operator kennis moet hebben van de verschillende machineparameters om ferrules met de gewenste diameter te verkrijgen. De parameters omvatten de positie van de bovenste rol (U),afstand tussen de onderste rollen (a) en dikte van het plaatwerk (e).

  2. FE-modellering

  Het rollende proces is gecompliceerd vanuit een FE-modelleringsperspectief. De gemeenschappelijke kenmerken van andere vormingsprocessen zijn plasticiteit met grote rek, grote verplaatsingen en contactverschijnselen. Dit proces lijkt echter meer te zijngecompliceerder dan andere vormingsprocessen. Het werkstuk wordt bijvoorbeeld door wrijving door de bewegingen van de bovenste en onderste rollen in de walsspleet getrokken.

  Om het walsproces te modelleren met behulp van de Abaqus FEs-code en om de nauwkeurigheid en efficiëntie van de berekening te waarborgen, werden veel belangrijke technieken in aanmerking genomen, zoals geometrie modellering, assemblage, behandeling van contactgrenscondities,definitie van materiaaleigenschappen, mesh, enzovoort [6]. Deze technieken worden gedetailleerd beschreven in de volgende sectie.

  2.1 Modellering probleem

  Zowel impliciete als expliciete oplossingsmethoden zijn geprobeerd om succesvolle simulaties uit te voeren. De impliciete methode is gunstig in modellen waarbij grote tijdincrementen kunnen worden gebruikt. Verschillende pogingen met de impliciete methode zijn gedaan, maarsimulaties werden na een paar omwentelingsgraden onderbroken. Gezien de niet-lineariteit van het probleem en de ernstige contactcondities was het gebruik van grote tijdsintervallen niet mogelijk. Bijgevolg leek de expliciete oplossingsmethode meergeschikt omdat er in het probleem zeer kleine incrementen nodig waren. Deze keuze voor de dynamische, expliciete procedure is bevestigd door Han en Hua [7] met behulp van een model van het koude roterende smeedproces van een ringvormig werkstuk. Deexpliciete dynamische analyseprocedure was gebaseerd op de implementatie van een expliciete integratieregel met behulp van massamatrices in een diagonaalelement. De bewegingsvergelijkingen voor het lichaam werden geïntegreerd met behulp van het expliciete centrale verschilntegration rule [8], zoals hieronder getoond:

Fig. 3. Uniaxiale trekproeven van S275JR.

waar uN een mate van vrijheid is en het subscript i verwijst naar het incrementnummer in een expliciete dynamische stap.

  De verschillende stappen worden gedetailleerd beschreven in de volgende secties.

2.2 Modelleerprobleem

  Het hele model met drie rollen buigprocessen bestond uit een werkstuk en rollen. Het plaatstaal werd gedefinieerd als een vervormbaar lichaam en de rollen, die niet vervormbaar waren, werden gedefinieerd als afzonderlijke stijve lichamen. Elk van dezestarre lichamen werden toegewezen aan een referentiepunt (RP) om zijn starre beweging in alle vrijheidsgraden weer te geven.

  2.3 Materiaaleigenschappen

  De rollen waren gemaakt van C46-gesmeed koolstofstaal en werden verondersteld starre lichamen te zijn. Een staalplaat werd toegewezen als een vervormbaar lichaam. De materiaaleigenschappen van S275JR staal werden gedefinieerd met behulp van Young's modulus E, dichtheid ρ, enPoisson's ratio ν. Om het plastische gedrag van het staal te bepalen, werd een conventionele spanning-vervormingscurve verkregen uit een uniaxiale trekproef (NF A 03-151), zoals weergegeven in figuur 3. Isotroop elasticiteitsgedrag werd verondersteld, metYoung's modulus van 210 GPa en Poisson's ratio van 0,3. Stamversteviging werd beschreven met behulp van verschillende punten van trekspanning versus plastische spanning over de vloeigrens (290 MPa) en onder de treksterkte (489 MPa). De dynamiekexpliciete methode werd gebruikt in de berekening, en het gewicht van het blad werd in aanmerking genomen. De gebruikte staaldichtheid was 7800 kg · m-3. Massaschalen heeft een grote invloed op computationele resultaten; een grotere is de massaschaal naarmate de kortere isde berekeningstijd. Zeer hoge massaschalen kan echter leiden tot een onstabiele oplossing. In het huidige werk werd de geoptimaliseerde massaschaalparameter 3000 keer gevonden.