CC BY
49
Вестник Сибирского государственного индустриального университета № 3 (9), 2014
Л.В. Корнева, А.Ю. Сюсюкин. - М.: Теплотехник, 2007. - 280 с.
4. Федин В.М. Объемно-поверхностная закалка деталей подвижного состава и верхнего строения пути. - М.: Интекст, 2002. -208 с.
5. Масару Уэда, Кацуя Иван о, Такэси Ямамото. Характеристики термоупрочненных рельсов и новейшие разработки Nippon Steel // Инженерные решения. 2012. Январь. С. 9 - 11.
6. Корнева Л.В., Ю н и н Г.Н., Козырев Н.А., Атконова О.П., Полевой Е.В. Сравнительный анализ показателей качества рельсов ОАО «Новокузнецкий металлургический комбинат» и зарубежных производителей // Изв. вуз. Черная металлургия. 2010. № 12. С. 38 - 42.
© 2014 г. КВ. Волков, Е.В. Полевой, М.В. Темлянцев, О.П. Атконова, А.М. Юнусов, А.Ю. Сюсюкин Поступила 28 августа 2014 г.
УДК 62-419.5:620.172.224:519.876.5
Л.М. Гуревич, Ю.П. Трыков, А.А. Голик, И.А. Пономарева, В.Н. Арисова
Волгоградский государственный технический университет
ИССЛЕДОВАНИЕ С ПОМОЩЬЮ КОМПЬЮТЕРНОГО МОДЕЛИРОВАНИЯ КОНТАКТНОГО УПРОЧНЕНИЯ АЛЮМИНИЕВОЙ ПРОСЛОЙКИ ПРИ РАСТЯЖЕНИИ МАГНИЕВО-АЛЮМИНИЕВЫХ КОМПОЗИТОВ*
При сварке плавлением магния с алюминием образуются хрупкие интерметаллиды, резко снижающие работоспособность конструкций, поэтому обычно используются сваренные взрывом магниево-алюминиевые переходники [1] различных конструкций. Наиболее часто используют два типа соединений: 1) композиция МА2-1-АД1-АМг6, применяемая для эксплуатации при температурах от -196 до +100 °С, не допускающая при дуговой сварке перегрева границы АД1-МА2-1; 2) четырехслойная композиция МА2-1-ВТ1-0-АД1-АМгб, рассчитанная на эксплуатацию в диапазоне температур от -196 до +500 °С. Прочность таких соединений в направлении, нормальном границе раздела слоев, определяется свойствами наиболее слабого из составляющих материалов, которым обычно является прослойка алюминия, играющим роль буфера пластичности и диффузионного барьера. С уменьшением толщины прослойки (ее обычно характеризуют относительной толщиной % = hid, где h - толщина прослойки, d - диаметр испытываемого образца) начинает проявляться
*
Исследование выполнено при поддержке гранта Российского научного фонда (проект №14-1900418).
эффект контактного упрочнения. Для расчета прочности композитов с мягкими прослойками ранее разработан графоаналитический метод [1, 2], обеспечивающий приемлемые для практики результаты. После разработки метода конечных элементов и создания на его основе пакетов компьютерных программ, например SIMULIA/ABAQUS, появилась возможность более точного моделирования поведения различных процессов - от гидродинамических потоков расплавов металлов [3] и температурных полей в нагреваемых слябах под прокатку [4] до деформации композиционных материалов с резко различающимися по прочностным характеристикам слоями.
Целью настоящей работы являлась верификация моделирования с использованием пакета компьютерных программ SIMULIA/ABAQUS поведения при растяжении магниевоалюминиевых композитов с мягкой прослойкой при нормальной и повышенных температурах.
Для верификации результатов моделирования был изготовлен сваркой взрывом слоистый композит МА2-1-АД1-АМг6, в котором толщина алюминиевого подслоя изменялась в диапазоне 0,1 - 1,5 мм, а толщины магниевого
-23 -
Вестник Сибирского государственного индустриального университета № 3 (9), 2014
и алюминиевого сплавов оставались неизменными (соответственно 20 и 10 мм). Оптимизированные параметры сварки взрывом трехслойной композиции обеспечивали прочность сварных соединений на уровне прочности алюминия (с учетом повышения этого показателя из-за роста плотности дислокаций при взрывном нагружении и контактного упрочнения). Отжиг композиционного материала при 100 °С в течение 1 ч частично устранял взрывное упрочнение алюминия.
Из трехслойного материала МА2-1-АД1-АМгб в состоянии после сварки и отжига механически вырезали стандартные цилиндрические образцы для испытаний на растяжение (длина рабочей части 20 мм), ось которых перпендикулярна поверхностям соединения слоев. Результаты испытаний на растяжение по нормали к линии соединения показали [5], что с уменьшением относительной толщины алюминиевого подслоя у = hid прочность трехслойного материала после сварки и термической обработки постепенно возрастала от 100 - 120 МПа при у= 0,5 до 200 МПа при у = 0,03 (рис. 1). Разрушение образцов при у = 0,03 происходило по сплаву магния МА2-1, и прочность композита уже не определялась прочностью алюминиевой прослойки. При у> 0,2 продольная остаточная деформация преимущественно локализовалась в алюминии, определяющим пластичность всего соединения. Уменьшение у
Рис. 1. Зависимость прочности композита после термической обработки при 100 °С в течение 1 ч от относительной толщины алюминиевого слоя:
1 и Г - экспериментальная и расчетная кривые
до 0,07 приводило к стеснению пластической деформации в сплаве АД1, постепенному снижению общей пластичности и заметному вовлечению сплавов МА2-1 и АМгб в пластическую деформацию, в основном, в приконтакт-ной с прослойкой АД1 области.
Верификация моделирования процессов деформирования и разрушения при растяжении цилиндрического образца диам. 6 мм трехслойного магниево-алюминиевого композита МА2-1-АД1-АМгб методом конечных элементов проверялась с использованием модуля Abaqus/Explicit программного комплекса SIMULIA/Abaqus компании Dassault Systnmes Simulia Corp. (USA), использующего явную схему интегрирования для сильно нелинейных переходных быстротекущих динамических процессов. Расчет проводился с использованием модели Мизеса. Для расчета упрочнения материалов в результате пластического деформирования использовали модель Джонсона-Кука [6], согласно которой предел текучести определяется формулой
ог =
(а + Вепр 11 + С In —
лГ ( Т-Тгл m
1-
Т -Т
у L
(1)
о
где А - предел текучести неупрочненного материала; В - коэффициент упрочнения при деформировании; С - коэффициент зависимости упрочнения от скорости деформирования; гр -эффективная пластическая деформация; -температура плавления; Тг - комнатная температура; п, т. 80 - параметры модели; в0 и гр -
первые производные по времени величин во и вр Формула (1) по сути представляет собой кривую деформирования материала. Для описания разрушения материала использовалась модель Джонсона-Кука [7], согласно которой разрушение конечного элемента происходит, когда параметр поврежденности D становится равным единице:
D = — 2Х; (2)
8/ г
здесь Дег - приращение эффективной пластической деформации в конечном элементе на /-м шаге интегрирования по времени; величина в/ вычисляется по формуле
-24 -
Вестник Сибирского государственного индустриального университета № 3 (9), 2014
е/ =
( у ( £
Ц + А ехр Ъ-В- 1 + Z)4 In —
\ °ef )_ V ео)
1 +А
Т-Т Т -Т
1 m 1r J
(3)
х
X
где D\, D5 - параметры материала; ое/ - эффективное напряжение; р - давление в рассматриваемом конечном элементе.
Значения параметров для выбранных материалов, взятые из работ [8, 9], приведены в табл. 1, 2. В связи с низкой скоростью деформирования (в^ < 0,0025 с-') ее влияние не учитывалось.
Цилиндрическая форма образцов позволяла задавать элементы композита в виде деформируемых осесимметричных тел [10] и рассчитывать напряжения и деформации в радиальном сечении, что значительно сокращало время моделирования. Относительная толщина прослойки АД1 варьировалась от хущ = 0.66 (4 мм) до Хад1 = 0,033 (0,1 мм), а толщины слоев сплавов АМгб и МА2-1 составляли 10 мм. Прочность связей между слоями соответствовала прочности наименее прочного элемента пары. Размер сторон квадратных ячеек конечно-элементной сетки в элементах композита из сплавов АМгб и МА2-1 составлял 0,10 мм. Размер прямоугольных ячеек в мягкой прослойке АД1 в радиальном направлении соответствовал размерам ячеек сплавов АМгб и МА2-1, а в осевом направлении составлял 1/40 толщины мягкой прослойки. Моделируемая скорость растяжения образца составляла 0,02 мм/с. Различия в поведении композита
определялись при температурах от нормальной до 300 °С.
Полученные при моделировании значения предела прочности композитов МА2-1-АД1-АМгб при различных относительных толщинах прослойки %дд1 хорошо коррелируют с экспериментально определенными величинами для композита, отожженного при 100 °С в течение 1 ч (рис. 1). Проведенное моделирование показало изменение характера деформирования и разрушения основных слоев композита при варьировании относительной толщины мягкой прослойки (рис. 2, 3), причем характер зависимости во многом определяется температурой испытания. При нормальной температуре в области Хад1> 0,016 разрушение при моделировании происходило по прослойке АД1, но уменьшение ее относительной толщины сопровождалось ростом пластической деформации в магниевом сплаве МА2-1 с образованием шейки в сплаве Мгб при Хуц1= 0,016 (рис. 2, а).
Увеличение температуры приводило к снижению общей прочности композита и сохранению разрушения по алюминиевой прослойке даже при %ад1 = 0,016 (рис. 3, а). Кривые деформация - напряжения при различных температурах для композиционных образцов с относительными толщинами алюминиевой прослойки хдщ = 0,016 и %дд1 = 0,667 показаны на рис. 4. Повышение температуры снижало расчетную прочность композиционных образцов. Зависимость максимального удлинения образца от температуры испытаний имеет более сложный характер: при использовании мягкой прослойки больших толщин (рис. 4, б) повышение температуры способствует быстрой
Таблица 1
Использованные коэффициенты для модели пластичности Джонсона-Кука [6]
Материал А, МПа В, МПа /77 п 7 о о •СО тт, к Тг, к
Сплав АМгб 218,3 704,6 0,93 0,62 1 773 293
Алюминий 60,0 6,4 0,859 0,62 1 933 293
Сплав МА2-1 100,0 380 1,04 0,28 1 773 293
(аналог AZ31В-0)
Таблица 2
Использованные коэффициенты для модели разрушения Джонсона-Кука [7]
Материал А А А А А 7 о о •со т т, К А к
Сплав АМгб 0,178 0,389 -2,246 0 0 1 873 293
Алюминий 0,071 1,428 -1,142 0,0097 0 1 933 293
Сплав МА2-1 (аналог AZ31В-0) -0,35 0,6025 -0,4537 0,206 7,2 1 773 293
-25 -
Вестник Сибирского государственного индустриального университета № 3 (9), 2014
Рис. 2. Изменение характера деформирования в композите МА2-1-АД1-АМг6 ячеек слоев МА2-1 и АД1 при нормальной температуре и варьировании относительной толщины мягкой прослойки Хадь а ~ Хад1 = 0,016; б- ХаД1 = 0,033; в - Хад1 = 0,067; г - Хад1 = 0,166; д - Хад1 = 0,667
локализации деформации в формирующейся шейке и, соответственно, снижению относительного удлинения. Для прослойки с Хл/и = 0,016 (рис. 4, а) наименьшие значения относительного удлинения получены в интервале моделируемых температур 100 - 200 °С вследствие уменьшения вовлечения магниевого сплава в пластическую деформацию.
Полученные результаты указывают на необходимость тщательного подхода к выбору толщины технологической прослойки АД1 в трехслойном композите МА2-1-АД1-АМг6, вклю-
чая математическое моделирование поведения изделия из композиционного материала при возможных схемах нагружения, для обеспечения необходимого запаса пластичности материала в условиях эксплуатации. Вместе с тем практическое получение слоя АД1 в 100 мкм в композиционном материале МА2-1-АД1-АМг6 затруднено даже в случае использования при сварке взрывом не листового алюминия, а предварительно сваренной взрывом и прокатанной трехслойной прослойки МА2-1-АД1-АМгб с расчетным соотношением слоев
Рис. 3. Изменение характера деформирования в композите МА2-1-АД1-АМг6 ячеек слоев МА2-1 и АД1 при температуре 300°С и варьировании относительной толщины мягкой прослойки Хадт а - Хад1 = 0,016; б - Хлд| = 0,033; в - Хад1 = 0,067; г - Хад1 = 0,166; <3 - Хад1 = 0,667
-26 -
Вестник Сибирского государственного индустриального университета № 3 (9), 2014
Рис. 4. Кривые деформация - напряжения при различных температурах для композиционных образцов МА2-1—АД1-АМгб с относительными толщинами алюминиевой прослойки хдд] = 0,016 (а) и хад] = 0,667 (б):
I - нормальная температура; 2-100 °С; 3 - 200 °С; 4 - 300 °С
по аналогии с ранее созданной технологией получения четырехслойного композита титан -ниобий - медь - сталь [11]. Причиной этого является ухудшение при прокатке условий совместной деформации слоев, вызывающей в конечном счете разрушение по границе АД1-МА2-1 или по магниевому сплаву МА2-1 вследствие снижения его деформационной способности по мере увеличения обжатия.
Выводы. Сравнением с экспериментальными данными верифицированы результаты моделирования с использованием модуля Abaqus/Explicit программного комплекса SIMULIA/Abaqus поведения в процессе осевого растяжения нормально к линии соединения при комнатных и повышенных температурах трехслойной композиции МА2-1-АД1-АМг6 с различными толщинами мягкой прослойки. Методами конечно-элементного моделирования подтверждено, что уменьшение относительной толщины алюминиевой прослойки приводит к росту прочности композита с локализацией пластической деформации в алюми-
ниевом сплаве АД1. Только при относительной толщине Хлд1 < 0,033 начинается заметное деформирование алюминиевого сплава АМгб, увеличивающееся по мере роста температуры.
БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК
1. Т р ы к о в Ю.П., Г у р е в и ч Л.М., Ш м о р г у н В.Г. Слоистые композиты на основе алюминия и его сплавов. - М.: Металлургия, 2004. - 230 с.
2. Т р ы к о в Ю.П., Гуревич Л.М., Проничев Д.В. Композиционные переходники. - Волгоград: РПК «Политехник», 2007. - 328 с.
3. Ф е й л е р С.В., Протопопов Е.В., Комшуков В.П., Г а н з е р Л. А. Разработка математической модели и численные расчеты гидродинамических потоков стали в промежуточном ковше машины непрерывного литья заготовок // Изв. вуз. Черная металлургия. 2008. № 12. С. 15-21.
Рис. 5. Зависимость определенного при моделировании временного сопротивления разрыву от относительной толщины
алюминиевой прослойки в композите АМг6-АД1-МА2-1:
1 - нормальная температура; 2 - 100 °С; 3 - 200 °С; 4 - 300 °С
-27-
Вестник Сибирского государственного индустриального университета № 3 (9), 2014
4. Перетятько В.Н., Т емлянцев Н.В., Темлянцев М.В., Михайленко Ю.Е. Нагрев стальных слябов: учебное пособие для студентов высших учебных заведений, обучающихся по направлению 150100 - Металлургия. - М.: Теплотехник, 2008,- 178 с.
5. Гуревич Л. М., Т р ы к о в Ю.П., А р и с о в а В.Н., Пономарева И.А., Голик А.А. Моделирование контактного упрочнения в магниево-алюминиевых композитах // Известия ВолгГТУ. Серия Проблемы материаловедения, сварки и прочности в машиностроении. Вып. 9. № 9 (136). 2014. С. 72-76.
6. Johnson G.R., Cook W.H. Aconstitu-tivemodelanddataformetalssubjectedtolarg-estrains, highstrainratesandhightemperatures // Proc. of 7th Symposium on Ballistics, Hague, Netherlands, 1983. P. 541 - 547.
7. Johnson G.R., Cook W.H. Fracture characteristics of three metals subjected to various strains, strain rates, temperatures, and pressures // Engineering Fracture Mechanics. 1985. Vol. 21. P. 31-48.
8. Кузькин В.A., M и x а л ю к Д.С. Применение численного моделирования для
идентификации параметров модели Джонсона-Кука при высокоскоростном деформировании алюминия // Вычислительная механика сплошных сред. 2010. Т. 3. № 1. С. 32-43.
9. Giraud Е., Rossi F., Germain G., Outeiro J.C. Constitutive Modelling of AZ31B-0 Magnesium Alloy for Cryogenic Machining // 14th CIRP Conference on Modeling of Machining Operations (CIRP CMMO), (CIRP CMMO), Italy (2013). DOI : 10.1016/j.procir. 2013.06.144.
10. Abaqus 6.12. Analysis User's Manual. Vol. 1. Part 1. Introduction, spatial modeling and execution. DassaultSystnmesSimulia Corp., Providence, RI, USA, 2012. - 831 p.
11. Г у p e в и ч Л.М., T p ы к о в Ю.П., Голик А.А. Моделирование контактного упрочнения титано-стального композита с мягкой прослойкой /// Известия ВолгГТУ. Серия Проблемы материаловедения, сварки и прочности в машиностроении. Вып. 9. № 9(136). 2014. С. 68-72.
© 2014 г. Л.М. Гуревич, Ю.П. Трыков, А.А. Голик, И.А. Пономарева, В.Н. Арисова Поступила 28 августа 2014 г.
УДК 669.162.12:622
В.М. Павловец
Сибирский государственный индустриальный университет
ПРИНЦИПЫ СТРУКТУРООБРАЗОВАНИЯ ЗА СЧЕТ РАСШИРЕНИЯ ФУНКЦИОНАЛЬНЫХ ВОЗМОЖНОСТЕЙ ТЕХНОЛОГИИ ПОЛУЧЕНИЯ
ОКАТЫШЕЙ
Технологическая схема производства железорудных окатышей включает в себя окомкова-ние шихты с получением влажных окатышей на низкотемпературной стадии процесса и упрочняющую термическую обработку окомкованно-го сырья на высокотемпературной стадии технологии, после которой окисленные окатыши пригодны для длительной транспортировки к потребителям и для последующей плавки или металлизации. Упрочняющая термическая обработка окатышей в режимах сушки, подогрева и обжига с использованием 100 % технологического топлива (20 - 25 м3/т) и 80 % электро-
энергии (5-10 кВт ч/т) осуществляется на обжиговых конвейерных машинах, где и происходит основное структурообразование (формируется пористость, межчастичная минеральная связка). Процессы формирования формы и размеров пор, характера (открытая, закрытая) пористости при обжиге являются трудноконтролируемыми, поскольку на них накладываются многочисленные сопутствующие физико-химические процессы. Окомкова-ние влажной железорудной шихты на низкотемпературной стадии технологии в окомкова-теле свободно от внешнего теплового и струк-
-28 -
