[Sińczak] - Procesy Przeróbki Plastycznej.pdf

AKADEMIA GÓRNICZO-HUTNICZA im. Stanisława Staszica w Krakowie

PROCESY PRZERÓBKI PLASTYCZNEJ -

ĆWICZENIA LABORATORYJNE

P O D S T A W Y T E O R E T Y C Z N E I W Y K O N A W S T W O Ć W I C Z E Ń

Praca zbiorowa pod redakcją DR HAB. INŻ. J A N A SIŃCZAKA, PROF. NADZW. A G H

Wydawnictwo Naukowe AKAPIT Kraków 2001

Wydano za zgodą

Dziekana Wydziału Metalurgii i Inżynierii Materiałowej Akademii Górniczo - Hutniczej w Krakowie

Redaktor techniczny

Dr inż. Marcin Środa

Celem podręcznika jest podanie niezbędnych podstaw teoretycznych i technologicznych, wymaganych przy przygotowaniu się do ćwiczeń laboratoryjnych z przeróbki plastycznej metali przez studentów Wydziału Metalurgii i Inżynierii Materiałowej AGH, studiujących na kierunkach kształcenia: Metalurgia i Inżynieria Materiałowa. Podręcznik został opracowany przez zespół pracowników Zakładu Plastycznej Przeróbki Metali, zajmujących się poszczególnymi technologiami przeróbki plastycznej, którzy pod redakcją dr hab. inż. Jana Sińczaka, prof. AGH, usystematyzowali i opracowali merytorycznie konieczne treści nauczania:

mgr inż. Adam Bator: rozdz. - 1.7; 2; 18.1 - dr inż. Jerzy Kajtoch: rozdz. - 1; 5+7; 14; 15.2; 16; 18.4+18.6

doc. dr hab. Roman Kuziak, IMŻ w Gliwicach, rozdz. - 17 dr inż. Zbigniew Kuźmiński: rozdz. - 4; 15.1; 18.3

- dr inż. Marek Packo: rozdz. - 12; 15.3+15.6; 18.11 dr inż. Maciej Rumiński: rozdz. - 11; 18.10 dr hab. inż. Jan Sińczak: rozdz. - 8+10; 18.7+18.9 dr inż. Andrzej Skołyszewski: rozdz. - 13; 18.12 dr inż. Tomasz Śleboda: rozdz. - 1.9; 3; 18.2

© Copyright by Wydawnictwo Naukowe AKAPIT, Kraków 2001

Printed in Poland

v\/vrv7'i(\t_ M E T A L U R G " i SN^N'PRH MATERIAŁOWEJ ISBN 83-7108-083-2

B I B L I O T E K A

SKŁAD I DRUK:

Wydawnictwo Naukowe „Akapit", Kraków tel./fax (012) 266-92-69; e-mail: [email protected]

mailto:[email protected]

SPIS TREŚCI

OD AUTORÓW < 11

WYKAZ OZNACZEŃ 13

TEORETYCZNE PODSTAWY KSZTAŁTOWANIA PLASTYCZNEGO

1. WYBRANE ELEMENTY Z TEORII ODKSZTAŁCEŃ PLASTYCZNYCH 21 1.1. STAN NAPRĘŻENIA 21

1.1.1. Stan naprężenia w punkcie 21 1.1.2. Naprężenia główne 22 1.1.3. Aksjator i dewiator stanu naprężenia 23 1.1.4. Ekstremalne naprężenia styczne 24 1.1.5. Interpretacja stanu naprężenia za pomocą kół Mohra 26 1.1.6. Interpretacja stanu naprężenia za pomocą gwiazdy Pełczyńskiego 27

1.2. STAN ODKSZTAŁCENIA 29 1.2.1. Geometryczna teoria stanu odkształcenia 29 1.2.2. Tensor stanu odkształcenia i jego niezmienniki 30 1.2.3. Interpretacja stanu odkształcenia za pomocą kół Mohra 31 1.2.4. Interpretacja stanu odkształcenia za pomocą gwiazdy Pełczyńskiego.... 32 1.2.5. Podstawowe równania teorii plastyczności 33

1.3. WARUNKI PRZEJŚCIA W STAN PLASTYCZNY 35 1.3.1. Analityczny opis stanu plastycznego 35 1.3.2. Warunki plastyczności 37

1.4. PLASTYCZNOŚĆ I CZYNNIKI JĄ DETERMINUJĄCE 39 1.4.1. Budowa metalu 40 1.4.2. Warunki procesu odkształcenia plastycznego 40 1.4.3. Wskaźniki plastyczności 43

1.5. WYKRESY STANU MECHANICZNEGO 44 1.5.1. Poj ECIE wykresu stanu mechanicznego 44 1.5.2. Wykres stanu mechanicznego Dawidenkowa - Fridmana 45 1.5.3. Wykres stanu mechanicznego Hubera - de Saint Venanta 46 1.5.4. Wykres stanu mechanicznego Pełczyńskiego 47

1.6. WYKRESY WYTĘŻENIOWE DLA WYBRANYCH PROCESÓW PRZERÓBKI PLASTYCZNEJ 49

1.7. MECHANIZMY ODKSZTAŁCENIA PLASTYCZNEGO 51 1.8. WARUNKI UTRATY STATECZNOŚCI MATERIAŁU 53 1.9. ZNISZCZENIE MATERIAŁU - ZŁOM I PRZEŁOM 55 1.10. PROCESY PRZERÓBKI PLASTYCZNEJ 58

4 Procesy przeróbki plastycznej - ćwiczenia laboratoryjne X. 2. STATYCZNA PRÓBA ROZCIĄGANIA 61

2.1. WPROWADZENIE 61 2.2. PRÓBKI DO BADAŃ 61

(23:: WYKRES ROZCIĄGANIA - PUNKTY CHARAKTERYSTYCZNE 62 "2.41 UMOWNY I RZECZYWISTY WYKRES ROZCIĄGANIA 65 275. ENERGIA ODKSZTAŁCENIA 67 2.6.; WYKRESY ROZCIĄGANIA RÓŻNYCH MATERIAŁÓW 68 i

2.6.1. Wpływ zawartości węgla i innych składników stopowych 68 i 2.6.2. Wpływ różnych procesów technologicznych 69

3. STATYCZNA PRÓBA ŚCISKANIA 71 3.1. ZASADY JEDNOOSIOWEJ PRÓBY ŚCISKANIA METALI 71 3.2. RODZAJE PRÓBEK DO BADAŃ 71 3.3. WYKRES ŚCISKANIA - PUNKTY CHARAKTERYSTYCZNE 72 3.4. PRZEŁOM PRÓBEK 75 3.5. PRÓBA UDARNOŚCI METALI 75

4. PRÓBA PLASTYCZNEGO SKRĘCANIA 79 4.1. WARUNKI REALIZACJI PRÓBY PLASTYCZNEGO SKRĘCANIA

METALI 80 4.2. RODZAJE PRÓBEK DO BADAŃ PLASTOMETRYCZNYCH 81 4.3. STAN NAPRĘŻENIA I ODKSZTAŁCENIA W PRÓBIE SKRĘCANIA 82 4.4. KRZYWA PŁYNIĘCIA METALI - PUNKTY CHARAKTERYSTYCZNE 84 4.5. NAPRĘŻENIE UPLASTYCZNIAJĄCE - OPIS ANALITYCZNY 87 4.6. WPŁYW PARAMETRÓW PROCESU PRZERÓBKI PLASTYCZNEJ

NA NAPRĘŻENIE UPLASTYCZNIAJĄCE STALI 90 4.6.1. Wpływ wielkości odkształcenia 90 4.6.2. Wpływ temperatury odkształcenia 91 4.6.3. Wpływ prędkości odkształcenia 93

4.7. ODKSZTAŁCALNOŚĆ GRANICZNA STALI 95

^ 5. NIERÓWNOMIERNOŚĆ TARCIA I ODKSZTAŁCENIA W PROCESACH PRZERÓBKI PLASTYCZNEJ 97 5.1. NIERÓWNOMIERNOŚĆ TARCIA POWIERZCHNIOWEGO 98 _ 5.2. WSPÓŁCZYNNIK TARCIA - CZYNNIK TARCIA 99

(T£) SMAROWANIE W PROCESACH PRZERÓBKI PLASTYCZNEJ 100 5.4. DOŚWIADCZALNE METODY OKREŚLANIA WSPÓŁCZYNNIKA

TARCIA W WALCOWNICTWIE 101_ 5.4.1. Metoda kąta chwytu naturalnego 102 5.4.2. Metoda wyprzedzenia maksymalnego 102

(537) DOŚWIADCZALNE METODY OKREŚLANIA WSPÓŁCZYNNIKA — TARCIA W KUŹNICTWIE 104

Spis treści 5

5.5.1. Metoda stożków Siebela - Pompa 104 5.5.2. Metoda klina Tarnowskiego 105 5.5.3. Metoda pierścieni Burgdorfa 107

5.6. DOŚWIADCZALNE METODY OKREŚL ANI A WSPÓŁCZYNNIK A ~ , TARCIA W CIĄGARSTWIE 108. 5.6.1. Metoda wirującego ciągadła Sachsa 108 5.6.2. Metoda dzielonego ciągadła Mac Lellana 110

5.7. NIERÓWNOMIERNOŚĆ ODKSZTAŁCENIA W PROCESACH PRZERÓBKI PLASTYCZNEJ 111 5.7.1. .Nierównomierność odkształcenia przy walcowaniu 111

(5 772!) Nierównomierność odkształcenia przy kuciu swobodnym 115 5.7.3. Nierównomierność odkształcenia przy ciągnieniu 117

(5JT) CZYNNIKI TECHNOLOGICZNE WPŁYWAJĄCE NA ^"^^ WSPÓŁCZYNNIK TARCIA 118"

PODSTAWY TEORETYCZNE PROCESÓW PRZERÓBKI PLASTYCZNEJ

6. PROCESY WALCOWANIA WZDŁUŻNEGO 125 6.1. WALCE ROBOCZE, KLATKA WALCOWNICZA 125 6.2. WALCARKA, ZESPÓŁ WALCOWNICZY, WALCOWNIA 127

( O ) WARUNEK CHWYTU PASMA PRZEZ WALCE 130*" (6A) MIARY ODKSZTAŁCENIA PLASTYCZNEGO 131 6.5. PARAMETRY GEOMETRYCZNE KOTLINY ODKSZTAŁCENIA 133

(ćh5~T?) Parametry geometryczne kotliny odkształcenia przy walcowaniu na gorąco 133

6.5.2. Parametry geometryczne kotliny odkształcenia przy walcowaniu na zimno - sprężyste spłaszczenie walców 134

6.6. PARAMETRY KINEMATYCZNE KOTLINY ODKSZTAŁCENIA 136 6.6.1. Płynięcie pionowe - prędkość odkształcenia 136

(6A27) Płynięcie poprzeczne - czynniki wpływające na poszerzenie 138 6.6.3. Płynięcie wzdłużne - strefy opóźnienia i wyprzedzenia 142

6.7. PARAMETRY SIŁOWO-ENERGETYCZNE PROCESU WALCOWANIA... 14(C 6.7.1. Parametry siłowo-energetyczne procesu walcowania prostego 146 6.7.2. Parametry siłowo-energetyczne procesu walcowania z naciągami 149

7. PROCESY WALCOWANIA SKOŚNEGO 153 7.1. PROCESY PRODUKCJI RUR STALOWYCH 153

7.1.1. Procesy produkcji rur bez szwu 153 / 7.1.2. Procesu produkcji rur ze szwem 154

7.2. WYTWARZANIE TULEI RUROWYCH W WALCARCE SKOŚNEJ 155 7.3. KALIBROWANIE NARZĘDZI ODKSZTAŁCAJĄCYCH 157

6 Procesy przeróbki plastycznej - ćwiczenia laboratoryjne

7.4. WARUNEK CZWYTU PIERWOTNEGO I WTÓRNEGO 159 7.5. MIARY ODKSZTAŁCENIA PLASTYCZNEGO W PROCESIE

WALCOWANIA DZIURUJĄCEGO 161 7.6. PARAMETRY GEOMETRYCZNE STREFY ODKSZTAŁCENIA 163 7.7. PARAMETRY KINEMATYCZNE STREFY ODKSZTAŁCENIA 165 7.8. PARAMETRY SKRĘCENIA WARSTW METALU 165

7.8.1. Parametry skręcenia w strefie odkształcenia 167 7.8.2. Parametry skręcenia na tulei rurowej 167

7.9. PARAMETRY SIŁOWE PROCESU WALCOWANIA DZIURUJĄCEGO 169

8. PROCESY KUCIA SWOBODNEGO 172 (8T) CHARAKTERYSTYKA I ZAKRES ZASTOSOWANIA KUCIA

SWOBODNEGO 172 8.2. MASZYNY DO KUCIA SWOBODNEGO 173 8.3. NARZĘDZIA DO KUCIA SWOBODNEGO 174

( 8 A ) RODZAJE I KSZTAŁTY MATERIAŁU WSADOWEGO 176 ( S T ) STOPIEŃ PRZEKUCIA 177 8.6. PODSTAWOWE OPERACJE KUCIA SWOBODNEGO 179

G ÓTT?) Spęczanie 179 CteT) Wydłużanie 183

8.6.3. Dziurowanie 188 8.7. PRZYKŁAD TECHNOLOGII KUCIA SWOBODNEGO 191 8.8. KUCIE PÓŁSWOBODNE 192

9. PROCESY KUCIA MATRYCOWEGO 194 <J?P CHARAKTERYSTYKA PROCESU 194

9.2. MASZYNY DO KUCIA MATRYCOWEGO 196 (gT) MATRYCE - MATERIAŁY I KONSTRUKCJA 198 9.4. METODY I ETAPY WYPEŁNIANIA WYKROJU MATRYCOWEGO 200

9.4.1. Wypełnianie wykroju matrycującego otwartego 200 9.4.2. Wypełnianie wykroju wykańczającego w matrycach zamkniętych 202

( 9 X ) PROJEKTOWANIE TECHNOLOGII KUCIA MATRYCOWEGO 204 9.5.1. Dobór wykrój ów pomocniczych 204 9.5.2. Przykłady technologii kucia odkuwki matrycowej 205

9.6. DOBÓR WIELKOŚCI MASZYNY DO KUCIA MATRYCOWEGO 207

10. PROCESY WYCISKANIA 210 10.1. WPROWADZENIE 210 10.2. METODY WYCISKANIA 211 10.3. STAN ODKSZTAŁCENIA 212 10.4. PARAMETRY STANU ODKSZTAŁCENIA PRZY WYCISKANIU 214

10.4.1. Stopień odkształcenia 214

Spis treści 7

10.4.2. PRĘDKOŚĆ ODKSZTAŁCENIA 215 10.4.3. TARCIE POWIERZCHNIOWE I SMAROWANIE 216

10.5. SIŁA WYCISKANIA 217 10.6. PROCES TECHNOLOGICZNY 220

10.6.1. PODSTAWOWE ZASADY OPRACOWANIA PROCESU WYCISKANIA... 220 10.6.2. OPRZYRZĄDOWANIE 221 10.6.3. WYCISKANIE HYDRAULICZNE 221 10.6.4. WYCISKANIE PRĘTÓW, RUR I KSZTAŁTOWNIKÓW 222

11. PROCESY CIĄGNIENIA 224 11.1: OGÓLNA CHARAKTERYSTYKA PROCESU I WYROBÓW

CIĄGNIONYCH , 224 (11.2. NARZĘDZIA CIĄGARSKIE 225

11.2.1. KLASYFIKACJA CIĄGADEŁ 227 11.2.2. MATERIAŁY DO WYROBU CIĄGADEŁ 227

11.3. MASZYNY CIĄGARSKIE 232 11.4. TARCIE I SMAROWANIE W PROCESACH CIĄGNIENIA 235

11.4. F> SMARY I WARSTWY PODSMAROWE 236 11.4.2. OCENA EFEKTYWNOŚCI SMAROWANIA 237

11.5. NIERÓWNOMIERNOŚĆ ODKSZTAŁCENIA W PROCESACH CIĄGNIENIA 238

11.6. PROCESY CIĄGNIENIA RUR 243 (TT.7/ NAPRĘŻENIE CIĄGNIENIA 249

11.7.1. OPIS ANALITYCZNY NAPRĘŻENIA CIĄGNIENIA 250 (11.7.2/ WPŁYW PARAMETRÓW PROCESU CIĄGNIENIA NA NAPRĘŻENIE CIĄGNIENIA 252

(i 1 8. WŁASNOŚCI MECHANICZNE WYROBÓW CIĄGNIONYCH 255 11.8.1. WPŁYW PARAMETRÓW PROCESU CIĄGNIENIA 256 11.8.2. WPŁYW OBRÓBKI CIEPLNEJ 258 11.8.3. NIEJEDNORODNOŚĆ WŁASNOŚCI WYROBÓW CIĄGNIONYCH 259

12. PROCESY TŁOCZENIA 261 12.1. MATERIAŁY DO TŁOCZENIA 261

12.1.1. KRYTERIA DOBORU BLACH DO TŁOCZENIA 261 12.1.2. NOWOCZESNE MATERIAŁY DO TŁOCZENIA 264 12.1.3. NIERÓWNOMIERNOŚĆ (ANIZOTROPIA) WŁASNOŚCI BLACH 268 12.1.4. SMARY 269

12.2. NARZĘDZIA I URZĄDZENIA DO TŁOCZENIA 270 12.2.1. NARZĘDZIA DO TŁOCZENIA 270 12.2.2. PRASY DO TŁOCZENIA 274 12.2.3. ZASADY I KRYTERIA DOBORU PRAS DO TŁOCZENIA 279 12.2.4. CAD-CAM-CAE W PROCESACH PROJEKTOWANIA I WYTWARZANIA 281

12.3. ZMIANA PARAMETRÓW SIŁOWYCH W PROCESIE WYTŁACZANIA .. 285

8 Procesy przeróbki plastycznej - ćwiczenia laboratoryjne

12.4. WPŁYW STOPNIA ODKSZTAŁCENIA NA PRZEBIEG PROCESU WYTŁACZANIA NACZYŃ CYLINDRYCZNYCH 288

12.5. STADIA PROCESU WYTŁACZANIA I PRZETŁACZANIA Z ZASTOSOWANIEM DOCISKACZA 289

12.6. ZMIANY SKŁADOWYCH ODKSZTAŁCEŃ LOGARYTMICZNYCH NA PRZEKROJU OSIOWYM MISECZKI CYLINDRYCZNEJ '. 296

12.7. ZJAWISKA OGRANICZAJĄCE PROCES WYTŁACZANIA 297 12.8. KRYTERIA STOSOWANIA DOCISKACZA W PROCESIE

WYTŁACZANIA I PRZETŁACZANIA 299

WŁASNOŚCI MECHANICZNE I UŻYTKOWE ORAZ JAKOŚĆ WYROBÓW PO PRZERÓBCE PLASTYCZNEJ

13. TECHNOLOGICZNE METODY BADAWCZE 303 13.1. WŁASNOŚCI UŻYTKOWE I JAKOŚĆ WYROBU PO PRZERÓBCE

PLASTYCZNEJ 303 13.2. NORMY ODBIORU I KONTROLI JAKOŚCI WYROBÓW 305 13.3. PRÓBA TŁOCZNOŚCI BLACH METODĄ ERICHSENA 306 13.4. PRÓBA TŁOCZNOŚCI BLACH METODĄ FUKUI 308

13.4.1. Ocena tłoczności blach 310 13.4.2. Pomiar anizotropii własności blach 310

13.5. WYZNACZENIE WSPÓŁCZYNNIKA ANIZOTROPII NORMALNEJ METODĄ LANKFORDA 311

13.6. PRÓBA WIELOKROTNEGO PRZEGINANIA BLACH I TAŚM 312 13.7. TECHNOLOGICZNA PRÓBA ZGINANIA 314 13.8. PRÓBA SPŁASZCZANIA RUR 317 13.9. PRÓBA JEDNOKIERUNKOWEGO SKRĘCANIA DRUTU 318 13.10. PRÓBA DWUKIERUNKOWEGO PRZEGINANIA DRUTU 319 13.11. KONTROLA JAKOŚCI ZAWLECZKI 321

BAZA LABORATORYJNA WRAZ Z OPRZYRZĄDOWANIEM POMIAROWO-OBLICZENIOWYM

14. LABORATORIA BADAŃ TECHNOLOGICZNYCH W ZAKRESIE TEORETYCZNYCH PODSTAW PROCESÓW PRZERÓBKI PLASTYCZNEJ 327 14.1. LABORATORIA POMIARÓW WŁASNOŚCI MECHANICZNYCH 327 14.2. LABORATORIA POMIARÓW NA WYROBACH GOTOWYCH 330

15. BAZA LABORATORYJNA W ZAKRESIE TECHNOLOGICZNYCH PROCESÓW PRZERÓBKI PLASTYCZNEJ 332 15.1. LABORATORYJNA WALCARKA DWUKLATKOWA 332

Spis treści 9

15.2. LABORATORYJNA WALCARKA KWARTO 336 15.3. LABORATORIUM KUŹNICTWA 337 15.4. LABORATORIUM NIEKONWENCJONALNYCH TECHNOLOGII

KSZTAŁTOWANIA METALI 338 15.5. LABORATORIUM CIĄGARSTWA 339 15.6. LABORATORIUM TŁOCZNICTWA 341

16. BAZA TECHNIK POMIAROWYCH I OBLICZENIOWYCH. 344 16.1. APARATURA POMIAROWA 344

16.1.1. Podstawy pomiarów tensometrycznych 344 16.1.2. Pomiar siły nacisku na narzędzie odkształcające 345 16.1.3. Pomiar momentu skręcającego na łączniku 347 16.1.4. Obróbka oscylogramu 347

16.2. BAZA DO OBLICZEŃ KOMPUTEROWYCH W ZAKRESIE MODELOWANIA TECHNOLOGICZNYCH PROCESÓW PRZERÓBKI PLASTYCZNEJ 350 16.2.1. Laboratoria komputerowe 350 16.2.2. Programy do symulacji termo-mechanicznej procesów przeróbki

plastycznej 352 16.2.3. Pakiet programów do komputerowego wspomagania projektowania

narzędzi do przeróbki plastycznej 353

17. NOWOCZESNA BAZA DO SYMULACJI FIZYCZNEJ PROCESÓW WYTWARZANIA I PRZETWARZANIA METALI I STOPÓW 355 17.1. WPROWADZENIE W METODĘ SYMULACJI FIZYCZNEJ 355 17.2. OGÓLNA CHARAKTERYSTYKA BADAŃ SYMULACYJNYCH

PROWADZONYCH Z ZASTOSOWANIEM SYSTEMU GLEEBLE 3800.... 356 17.3. SYMULACJA CIĄGŁEGO ODLEWANIA STALI 358

17.3.1. Charakterystyka plastyczności stali 358 17.3.2. Określenie podatności stali na pękanie 358 17.3.3. Symulacja fizyczna procesu COS 360

17.4. BADANIA WŁASNOŚCI MECHANICZNYCH STOPÓW W ODNIESIENIU DO PROCESÓW OBRÓBKI CIEPLNO-PLASTYCZNEJ 365 17.4.1. Próba osiowosymetrycznego ściskania 365 17.4.2. Próba zgniatania w warunkach zbliżonych do płaskiego stanu

odkształcenia 371 17.4.3. Badania plastyczności stali w operacjach obróbki

cieplnoplastycznej 372 17.5. MODEL ZMIAN MIKROSTRUKTURALNYCH W PROCESACH

OBRÓBKI CIEPLNO-PLASTYCZNEJ 376 17.6. SYMULACJA FIZYCZNA PROCESÓW OBRÓBKI

CIEPLNO-PLASTYCZNEJ 379

10 Procesy p rzeróbk i plastycznej - ćwiczenia laboratoryjne

WYKONAWSTWO ĆWICZEŃ LABORATORYJNYCH

18. PRZEBIEG PRÓB LABORATORYJNYCH 385 18.1. STATYCZNA PRÓBA ROZCIĄGANIA 385 18.2. PLASTYCZNOŚĆ ORAZ POWSTANIE PRZEŁOMU W PRÓBIE

ŚCISKANIA ,.389 18.3. WYZNACZENIE NAPRĘŻENIA UPLASTYCZNIAJĄCEGO W PRÓBIE

SKRĘCANIA NA GORĄCO W PLASTOMETRZE SKRĘTNYM 391 18.4. WPŁYW WARUNKÓW TARCIA NA NIERÓWNOMIERNOŚĆ

ODKSZTAŁCENIA 392 18.5. PARAMETRY GEOMETRYCZNO-KINEMATYCZNE I SIŁOWE

PROCESU WALCOWANIA WZDŁUŻNEGO 395 18.6. PARAMETRY TECHNOLOGICZNE PROCESU WALCOWANIA

SKOŚNEGO 403 18.7. ANALIZA OPERACJI KUCIA SWOBODNEGO 406 18.8. PARAMETRY KUCIA W MATYRYCACH OTWARTYCH

I ZAMKNIĘTYCH 410 18.9. PARAMETRY SIŁOWE PROCESU WYCISKANIA

PRZECIWBIEŻNEGO 414 18.10. ANALIZA PROCESU CIĄGNIENIA 417 18.11. ODKSZTAŁCENIA W PROCESACH TŁOCZENIA 420 18.12. TECHNOLOGICZNE METODY BADAŃ WŁASNOŚCI I JAKOŚCI

WYROBÓW 423

LITERATURA 429

OD AUTORÓW

Celem skryptu jest podanie niezbędnych podstaw teoretycznych i technologicznych, wymaganych przy wykonywaniu ćwiczeń laboratoryjnych z przeróbki plastycznej metali przez studentów Wydziału Metalurgii i Inżynierii Materiałowej AGH na kierunkach kształcenia: Metalurgia i Inżynieria Materiałowa.

Istniejące skrypty i książki wymagają uzupełnień, ale przede wszystkim brak jest jednolitej monografii - opracowania ogólnie dostępnego, które zapewniłoby odpowiedni zakres wiedzy, dotyczącej własności fizycznych i mechanicznych materiałów oraz praw mechaniki płynięcia podczas ich plastycznego odkształcania.

Duże bogactwo procesów przeróbki plastycznej, dotyczy działalności stosowanej do wykonywania wszelkiego rodzaju wyrobów powszechnego użytku. Ta dziedzina wiedzy jest często utożsamiana z tzw. głębokim przetwórstwem wyrobów metalowych, które jest stosowane do wytworzenia wyrobów rynkowych codziennego użytku o ściśle określonych własnościach użytkowych (blachy, odkuwki, profile gięte, profile tłoczone na karoserie samochodów lub elementy sprzętu gospodarstwa domowego, rury itp.), na które istnieje zapotrzebowanie przez przemysł przetwórczy. W tej działalności konieczna jest znajomość szeregu praw plastycznego odkształcenia. Dotyczy to również technologów i inżynierów, bezpośrednio nie posługujących się na co dzień technologiami głębokiego przetwórstwa metali i ich stopów. Z tego względu całość opracowania jest adresowana do Studentów wszystkich specjalności na obu kierunkach kształcenia na naszym Wydziale.

Skrypt jest opracowany przez zespół pracowników naukowych zajmujących się poszczególnymi technologiami przeróbki plastycznej. Podstawowa część skryptu zawiera wybrane elementy z zakresu zagadnień teoretycznych i technologicznych różnych procesów przeróbki plastycznej, niezbędnych przy wykonywaniu ćwiczeń, dających szerokie podstawy do głębszego studiowania teorii procesów, wchodzących w zakres zainteresowań Studenta. Podano również zasady działania nowoczesnego systemu Gleeble 3800, umożliwiającego symulację fizyczną zagadnień wytwarzania i obróbki cieplno-plastycznej metali i ich stopów. W drugiej części skryptu omówiono zakres i sposób wykonywania poszczególnych ćwiczeń laboratoryjnych oraz podano szereg pytań kontrolnych, stanowiących pomoc przy usystematyzowaniu koniecznej wiedzy.

Autorzy żywią nadzieję, że przekazany Studentom skrypt będzie stanowił wydatną pomoc przy przygotowaniu się do ćwiczeń laboratoryjnych, co usprawni tok nauczania w zakresie podstaw przeróbki plastycznej metali i ich stopów.

dr hab. inż. Jan Sińczak profesor AGH

W Y K A Z O Z N A C Z E Ń

a - wskaźnik naprężeń, tj. współczynnik uwzględniający wpływ średniego naprężenia głównego na warunek plastyczności,

aF - ramię działania siły nacisku A, A r - wydłużenie względne lub równomierne

A c - skrócenie względne AE - aksjator tensora stanu odkształcenia A 0 - aksjator tensora stanu naprężenia b ś r - średnia szerokość powierzchni styku

A50, A 8 0 - wydłużenie względne w próbie rozciągania, odpowiednio dla bazy próbki 50 i 80 mm

B - siła bezwładności c - stała podatności sprężystej materiału walców

cF, c L - stałe związane z poziomem siły i energii dla prasy Cd, cg, ch - stałe charakteryzujące kształt wytłaczanego wyrobu

C - stała kalibrowania układu ciągłego cos cpa ~ wskaźnik stanu odkształcenia cos (p0 - wskaźnik stanu naprężenia

pF . r M - stała pomiaru siły nacisku lub momentu obrotowego, określana teore-tycznie

d, dk - średnica wyrobu lub kęsa D - średnica narzędzia odkształcającego

DE - dewiator stanu odkształcenia D D - dewiator stanu naprężenia

E, E c - współczynnik sprężystości wzdłużnej materiału (stała materiałowa, tzw. moduł Younga) przy rozciąganiu lub ściskaniu

E' - moduł plastyczności F, Fb - całkowita siła nacisku narzędzia zewnętrznego lub na jednostkę szero

kości walcowanego pasma Fn, Fp - siła naciągu i przeciwciągu

g, g, - grubość pasma lub ścianki tulei G - współczynnik sprężystości poprzecznej materiału (stała materiałowa,

tzw. moduł ścinania Kirchoffa) G' - moduł plastycznego odkształcenia

h - wysokość pasma HB; HR(A,B,C,F); HV - twardość metali - określona odpowiednio metodami statyczny

mi, według: Brinella, Rockwella i Vickersa IE27 - wskaźnik tłoczności Erichsena

J - moment bezwładności przekroju

14 P r o c e s y p r z e r ó b k i p l a s t y c z n e j - ć w i c z e n i a l a b o r a t o r y j n e

k - współczynnik wzrostu oporu plastycznego przy kuciu kf (KPI) - opór plastyczny

kt, k u , kE - współczynnik wpływu temperatury, prędkości i stopnia odkształcenia na granicę plastyczności

K - moduł odkształcenia objętościowego (moduł ściśliwości) K = (D0/d) - stopień odkształcenia przy tłoczeniu

KC - udarność 1 - cosinus kierunkowy

lc, ld - rzut długości łuku styku walca spłaszczonego i nie spłaszczonego lo - baza pomiarowa próbki do rozciągania

1P, W - posuw bezwzględny i względny przy kuciu ł s x - wielkość podania metalu w walce przy walcowaniu skośnym

Ld, L 0 0 , Lr - długość stref: dziurowania, całkowita i rozwalcowania przy walcowaniu skośnym

L, Lp - praca odkształcenia sprężystego i plastycznego m - cosinus kierunkowy; czynnik tarcia; masa części spadających przy ku

ciu; wysunięcie główki; współczynnik tłoczenia; współczynnik umocnienia

m = (d/D) - współczynnik ciągnienia (wytłaczania) M - moment siły zewnętrznej

M0, MW - moment obrotowy i walcowania MI, M2, M3 - niezmienniki tensora stanu odkształcenia

n - cosinus kierunkowy; liczba ruchów roboczych maszyny kuźniczej nb, n c - współczynnik wpływu szerokości pasma i stanu naprężenia na średni

nacisk jednostkowy ns, n w - prędkość skręcania lub obrotowa walców

n 9 0 - wykładnik umocnienia dla blachy w kierunku prostopadłym do kierunku walcowania

n - normalna do powierzchni nacisku; średnia wartość wykładnika umocnienia

N - liczba przegięć lub skręceń do zniszczenia próbki; normalna siła nacisku NI,N2, N 3 - niezmienniki tensora stanu naprężenia

p (pn) - średni nacisk jednostkowy q - współczynnik wzrostu oporu plastycznego przy kuciu r - promień pasma

R - współczynnik anizotropii normalnej Lankforda R, Rb - promień narzędzia odkształcającego, lub bębna

RC - granica wytrzymałości na ściskanie RCO.OI, RCO,2 - umowna granica sprężystości i plastyczności przy ściskaniu

REH, REL - górna i dolna granica plastyczności Ro - wytrzymałość rozdzielcza materiału

RO> RK - promień powierzchni sferycznej T{ i T2

W y k a z oznaczeń 15

Rm - granica wytrzymałości na rozciąganie, Ru - granica wytrzymałości na zerwanie,

R02 - umowna granica plastyczności, R 9 0 - współczynnik anizotropii normalnej Lankforda, dla blachy w kierunku

prostopadłym do kierunku walcowania R - średnia wartość współczynnika Lankforda S - powierzchnia przekroju poprzecznego; szczelina między beczkami

walców S o p, S w - wielkość opóźnienia i wyprzedzenia przy walcowaniu

t - czas ts - wielkość liniowego skręcenia T - intensywność naprężeń stycznych; siła tarcia; temperatura odkształcenia T, - temperatura topnienia T x - siła hamowania TE - tensor stanu odkształcenia TCT - tensor stanu naprężenia

u, v, w - składowe przemieszczeń U - energia odkształcenia

v, v c - prędkość poślizgu i ciągnienia v, vQ, vi - liniowa prędkość ruchu, lub na wejściu i na wyjściu ze strefy odkształ

cenia vm, v w - liniowa prędkość metalu i walców roboczych

V - objętość w - współczynnik wpływu prędkości odkształcenia na opór plastyczny przy

kuciu W - wskaźnik przekroju przy zginaniu, wykładnik potęgowy przy określaniu

poszerzania; wypadkowa sił zewnętrznych Wg k; W z d - względna grubość krążka lub warunek zastosowania dociskacza przy

wytłaczaniu x, y, z - osie kartezjańskiego układu współrzędnych

X, Y, Z - składowe sił masowych odniesione do jednostki masy z - gniot względny; współczynnik wpływu kształtu narzędzia na opór pla

styczny przy kuciu Zj , z \ - zgniot idealny; zgniot początkowy

Z - siła zewnętrzna, działająca na pasmo Z, Zr - przewężenie względne i równomierne

a, a o p t - kąt ciągnienia: stosowany i optymalny a - współczynnik anizotropii

a (a c h) - kąt chwytu P - kąt sprężynowania; kąt zukosowania walca w walcarce skośnej; współ

czynnik poszerzenia y - kąt płaszczyzny neutralnej; kąt rozwalcowania walca skośnego; masa

16 P r o c e s y p r z e r ó b k i p l a s t y c z n e j - ć w i c z e n i a l a b o r a t o r y j n e

właściwa; współczynnik gniotu y o k t - kąt odkształcenia postaciowego w płaszczyźnie oktaedrycznej

YXY, YYZ, YZX ~ kąty odkształcenia postaciowego w układzie odniesienia x, y, z 7 , 2 , 7 2 3 , 7 3 1 - kąty odkształcenia postaciowego w układzie głównym

RI,R2 - sferyczna powierzchnia nieciągłości prędkości Sc - gniot procentowy na średnicy kęsa przy walcowaniu skośnym

§CHG, §CHK _ gniot na średnicy zewnętrznej kęsa - tulei w strefie odkształcenia, zapewniający spełnienie warunków chwytu: wtórnego na główce dziuru-jącej i pierwotnego pełnego kęsa

8J - intensywność odkształceń skończonych 5KR - gniot krytyczny przy walcowaniu skośnym

8I, 8„ i|/r - kąty odkształcenia liniowego, stycznego i promieniowego 8P, § s ~ wskaźniki kształtu powierzchni pasma i styku przy walcowaniu

8], 82, 83 - główne odkształcenia rzeczywiste Ab, Ah, Al - poszerzenie, gniot i wydłużenie bezwzględne

Ab/Ah - wskaźnik poszerzenia Ats - zmiana skręcenia liniowego AT - wypadkowa sił naciągów przy walcowaniu Au - elementarny przyrost przemieszczenia Ax - elementarny przyrost przemieszczenia w kierunku osi x AF - elementarny przyrost siły zewnętrznej AS - elementarny przyrost powierzchni nacisku

Ei = eH - intensywność odkształcenia; odkształcenie uogólnione s m - odkształcenie średnie

8 o k t - odkształcenie oktaedryczne £1 , er, s t - odkształcenie logarytmiczne w kierunku wzdłużnym, promieniowym

i stycznym £

P, £

PZ ~~ odkształcenie postaciowe rzeczywiste i w przy złomie s w b , s w h , 8 w l - poszerzenie, gniot i wydłużenie względne

eb, eh, ei - odkształcenie rzeczywiste logarytmiczne w kierunku poprzecznym, pionowym i wzdłużnym

£ 1 , s 2, £3 - główne odkształcenia logarytmiczne E n - odkształcenie w kierunku normalnej do powierzchni

8 R o - krytyczna odkształcenie w momencie złomu e t - całkowite niejednorodne odkształcenie zastępcze £ - prędkość odkształcenia r\ - współczynnik lepkości dynamicznej; współczynnik sprawności procesu

kucia r|P - wskaźnik tłoczności wg Fukui

r)0,ri, - współczynniki prędkości osiowej i stycznej X - stała materiałowa Lamego; współczynnik wydłużenia

W y k a z oznaczeń 17

XT - współczynnik nierównomierności tarcia powierzchniowego jo, - stała materiałowa Lamego; współczynnik tarcia

ME, ( o ~ wskaźnik odkształceń i naprężeń Lodego v - współczynnik przewężenia poprzecznego (stała materiałowa, tzw. liczba

Poissona) p - gęstość ciała; kąt tarcia a - naprężenie

CTo - bazowa wartość granicy plastyczności

^ = Gk ~ intensywność naprężeń (naprężenie uogólnione) a m - naprężenie średnie a n - naprężenia normalne na powierzchni styku

c j 0 ; <j\ - naprężenia przeciwciągu i naciągu o p (ARJP) - naprężenie uplastyczniające

RJ, - opory płynięcia w strefie odkształcenia RJY - naprężenie w chwili pękania (złomu)

a,; a2; a 3 - naprężenia główne x - naprężenie styczne

x o k t - naprężenie styczne na płaszczyźnie oktaedrycznej t s - naprężenie styczne na powierzchni styku metalu i narzędzia; granica

plastyczności przy ścinaniu x 1 2, x 2 3, t 3 i - główne naprężenia styczne

(pQ - kąt skrętu gwiazdy Pełczyńskiego (|> - współczynnik odkształceń zbędnych

^o,^i - współczynnik przeciwciągu i naciągu

TEORETYCZNE PODSTAWY

KSZTAŁTOWANIA PLASTYCZNEGO

1. Wybrane elementy z teorii odkształceń plastycznych 21

1. WYBRANE ELEMENTY Z TEORII ODKSZTAŁCEŃ PLASTYCZNYCH

1.1. Stan naprężenia

1.1.1. Stan naprężenia w punkcie

Rozważmy, na początku dla uproszczenia, prosty stan obciążenia, jakim jest rozciąganie pręta o polu powierzchni przekroju poprzecznego S, siłą F. Aby określić, w jaki sposób siła ta oddziałuje na wybrany punkt pręta, dokonujemy umownego przecięcia przez ten punkt, odrzucając jedną część pręta, którą zastępujemy reakcją i wówczas możemy naprężenie zdefiniować jako siłę przypadającą na jednostkę powierzchni. Tak zdefiniowane naprężenie ma kierunek normalny do powierzchni i równoległy do siły zewnętrznej.

W ogólnym przypadku naprężeniem a w punkcie x; nazywamy (rys. 1. la) AF

°= lim — O- 1 ) AS-^0 A *

Rys. 1.1. Stan naprężenia w punkcie: interpretacja geometryczna określania wektora naprężenia (a), jego rozkład na składowe: normalną i styczną (b) oraz układ naprężeń na ściankach elementarnego prostopadłościanu (c) [36]

22 Teoretyczne podstawy ksztaitowania plastycznego

Naprężenie, występujące w danym punkcie i danej płaszczyźnie przekroju jest wektorem. Naprężenie a - występujące na danej powierzchni, można rozłożyć na dwie składowe (rys. l.lb): 1) składową normalną do powierzchni an, zwaną naprężeniem normalnym, 2) składową styczną do powierzchni xs, zwaną naprężeniem stycznym.

Z bryły można wyciąć elementarny sześcian, zamykający otoczenie punktu Xj (rys. l.lc) tak zorientowany, by jego krawędzie były zgodne z kierunkami układu odniesienia, pozwalający na określenie stanu naprężenia, panującego w otoczeniu tego punktu. Stan ten będzie opisany trzema wektorami (przestrzeń jest trójwymiarowa), z których każdy może być rozłożony na trzy składowe. Zgodnie z oznaczeniem - przyjętym na rysunku l.lc, otrzymuje się macierz

CTli CT12 CT13

| C T i j | = C T 2 1 CT22 CT23 O- 2 )

CT31 a 3 2 a 3 3

która jest tensorem naprężenia w punkcie xs, w którym stosowany jest system oznaczeń: i -normalna do powierzchni, j - kierunek działania.

Tensor ten jest tensorem symetrycznym, więc ma sześć niezależnych składowych [15, 17,36, 70, 100, 130].

1.1.2. Naprężenia główne

W każdym punkcie przestrzeni trójwymiarowej można znaleźć takie kierunki układu współrzędnych i wyznaczyć trzy wzajemnie prostopadłe płaszczyzny, na których nie występują naprężenia styczne, a występujące na nich naprężenia normalne mają wartości, spełniające ogólnie zależność aj > a 2 > a 3 , tzn. maksymalną, średnią i minimalną, aby tensor naprężeń był tensorem diagonalnym, tzn. o postaci

aj 0 0 0 a 2 0 (1.3) 0 0 a 3

Takie kierunki nazywamy kierunkami głównymi, a odpowiadające im wartości naprężeń - naprężeniami głównymi. Dla uproszczenia rozważań teoretycznych w dalszej części pracy będą omawiane jedynie tego typu naprężenia, a później - odkształcenia.

Niezmiennikami tensora naprężeń, tzn. pierwiastkami równania

a 3 - N ! a 2 + N 2 C T - N 3 =0 (1.4) niezależnymi od kierunków przyjętego układu odniesienia, są: - niezmiennik pierwszy, albo liniowy, przedstawiający sumę składowych ustawionych na

głównej przekątnej tensora naprężenia N] = a t + a 2 + a 3 =const (1.5)

- niezmiennik drugi, zwany kwadratowym, stanowiący sumę minorów wyjętych z wyznacznika według elementów przekątnej głównej

N =


N 2 = + C T 2 C T 3 + 0 3 C T l (1.6) - niezmiennik trzeci, zwany sześciennym, jest rozwinięciem wyznacznika utworzonego z

głównych składowych tensora naprężeń N 3 = r j jC^c^ (1.7)

- wielkość uważana także za niezmiennik, a nazywana średnią wartością naprężeń głównych, bądź naprężeniem średnim lub izotropową częścią tensora naprężenia

(1.8)

Rys. 1.2. Schematy stanu naprężenia: a - liniowy, b - płaski, c - trójwymiarowy [36, 70, 100]

Schematy stanu naprężenia - po wydzieleniu w ciele obciążonym elementarnego prostopadłościanu o krawędziach równoległych do kierunków głównych, można przyjąć, że schemat głównych naprężeń jest jednakowy dla wszystkich punktów ciała i określa stan naprężenia danego ciała. Istnieje więc dziewięć schematów stanu naprężenia (rys. 1.2): dwa liniowe, trzy płaskie i cztery trójwymiarowe.

1.1.3. Aksjator i dewiator stanu naprężenia

Stan naprężenia - określony w dowolnym punkcie ośrodka, można rozłożyć na stany składowe (rys. 1.3): 1) Równomierny stan hydrostatyczny, odznaczający się równością naprężeń

aj = a2 = CT3 = c j m , tj. wszechstronne równomierne ściskanie lub rozciąganie o wielkości średniej, dążące do zmiany objętości elementu w zakresie sprężystym.

24 Teoretyczne podstawy kształtowania plastycznego

CTX ^yx T z x 0 0 CTx CTm T y x T z x

T x y ^zy = 0 0 + Ł xy u y m L zy (1.9)

^xz T CTz 0 0

którą w układzie naprężeń głównych można przekształcić do postaci CT1 0 0 CTm 0 0 <*1 0 0 0 0 = 0 0 + 0 CT2 " a m 0 (1.10) 0 0 CT3 0 0 0 0

Rys. 1.3. Rozkład stanu naprężenia na dwa stany podstawowe: aksjator i dewiator [36, 70, 100]

W przeróbce plastycznej interesuje nas stan wytężenia materiału, przy którym następuje odkształcenie trwałe (nieodwracalne), mogące zajść tylko po przejściu metalu w stan plastyczny, co definiuje hipoteza energii odkształcenia postaciowego, wg której uogólnione naprężenie zastępcze (intensywność naprężenia) wynosi

V2 / c i = CH = — V(cfi - cy 2 ) 2 + (<^2 - + (cr3 - O"! ) 2 (1.11)

1.1.4. Ekstremalne naprężenia styczne

Przy rozważaniu stanu wytężenia szczególnie interesujące są wartości ekstremalne naprężenia stycznego, w tym głównie wartość maksymalna. Naprężenia całkowite na elemencie powierzchni o normalnej n (rys. 1.4a) można wyrazić w postaci ogólnej:

2) Dewiacyjny stan naprężenia, dążący do zmiany postaci bez zmiany objętości, charakteryzujący czyste ścinanie pod wpływem naprężeń + a 2 + a 3 = 0, stosunkowo łatwo powodujących osiągnięcie stanu plastycznego metalu. Wobec tego tensor naprężenia T„ można rozłożyć na:

- tensor, w którym elementy położone na przekątnej głównej są sobie równe am , noszący nazwę aksjatora naprężenia A c zwanego także tensorem kulistym;

- tensor, w którym suma elementów, położonych na przekątnej głównej równa jest zeru, noszący nazwę dewiatora naprężenia D c . Można to zapisać w postaci T = Aa + Da lub po rozwinięciu


a)

M

b)

*1

Kosinusy Ekstremalne naprężenia styczne

1 0 0 ±1 0

m 0 ±1 0 0 'j;

n ±1 0 0 0

c)

Rys. 1.4. Wektor naprężenia na płaszczyźnie: jego rozkład na naprężenia normalne i styczne (a), kierunki główne (b) i płaszczyzny ekstremalnych naprężeń stycznych (c) [70, 100]

a n = rj]l + o ^ m + 0311 (1.12)

x n = Pn - a n = + + °W ~ ( C T l ' 2 + a 2 m 2 + (1.13) Metodą kolejnych podstawień i przekształceń otrzymuje się zbiór sześciu wartości kosi-

nusów kątów, przy których naprężenia styczne przyjmują wartości ekstremalne (minimum i maksimum), co zestawiono w tabeli na rysunku 1.4. Naprężenia styczne osiągają wartości maksymalne w płaszczyźnie przechodzącej przez jedną z osi głównych lub równolegle do niej i dzielącej na połowy kąt między pozostałymi osiami głównymi (rys. 1.4b).


Dla sześcianu, którego krawędzie zorientowano zgodnie z naprężeniami głównymi, położenie tych płaszczyzn zobrazowano na rysunku 1 Ac, a ich wartości (moduły wektorów) obliczono: z wzoru 1.12 - dla naprężeń normalnych, a z wzoru 1.13 - dla naprężeń stycznych, zestawiając zależności do ich obliczenia (tab. 1.1).

Tabela 1.1. Zależności analityczne do obliczania ekstremalnych naprężeń stycznych

Naprężenie główne Naprężenia normalne Naprężenia styczne Przechodzi przez oś 3 lub jest do niej równoległa

przechodzi przez oś 1 lub jest do niej równoległa

przechodzi przez oś 2 lub jest do niej równoległa

ct3=Y(ct1+°2)

°l = ^ ( 0 2 + ° 3 )

CT2 = ^ ( ° 3 + 0 l )

T12 = ± ^ ( a l ~C T2)

T23 = ± j ( C T 2 -cr 3)

*3l = ±'J(CT3 - CTl)

7.7.5. Interpretacja stanu naprężenia za pomocą kół Mohra

Jeśli w rozpatrywanym punkcie znane są naprężenia główne, to za pomocą wykreślnego odwzorowania Mohra (rys. 1.5) można znaleźć naprężenia normalne i styczne, występujące na płaszczyźnie dowolnie nachylonej względem osi głównych.

a) b)

Rys. 1.5. Schemat naprężeń na płaszczyźnie zewnętrznej czworościanu (a) i naprężeń dla trójosiowego rozciągania (b) wyznaczony za pomocą kół Mohra [36, 70, 100]

Zakładamy, że całkowite naprężenie na płaszczyźnie o normalnej n tworzy z kierunkami głównymi kąty a, [3 i y. W układzie współrzędnych (a, t ) , wartości promieni kół równe są kolejno wartościom maksymalnych naprężeń stycznych, a położenie środków kół wyznaczają odpowiadające średnie naprężenia normalne (tab. 1.1). Graficzny sposób konstruowania kół Mohra dla wybranych stanów naprężenia - w zależności od obciążenia, podano w pracach [15, 17, 37 , 70 , 100, 130]. Okręgi kół głównych K i , K 2 i K 3 przedstawiają płaski stan naprężeń.


Miejscem geometrycznym punktów, których współrzędne w układzie (a, x) określają składowe naprężenia (normalną i styczną) w przekroju o orientacji dowolnej względem kierunków głównych, jest pole zawarte między okręgami kół głównych (zakreskowane).

1.1.6. Interpretacja stanu naprężenia za pomocą gwiazdy Pełczyńskiego

Innym graficznym przedstawieniem stanu naprężenia jest gwiazda naprężeń, w polskiej literaturze technicznej zwana gwiazdą Pełczyńskiego (rys. 1.6), której konstrukcja wynika z następujących zależności:

Rys. 1.6. Schemat naprężeń na płaszczyźnie oktaedrycznej (a) i naprężeń dla trójosiowego rozciągania (b) wyznaczony za pomocą gwiazdy Pełczyńskiego [36, 70, 100]

Zależności te uzyskuje się po rozwiązaniu równania (1.4) za pomocą wzorów Cardana, przy czym a j jest intensywnością naprężenia normalnego dla kierunków głównych, który będzie omówiony w dalszej części rozważań. Geometrycznie podobne koła charakteryzuje parametr Lodego-Nadaia p.CT określany wzorem

t i o = 2 ( a 2 - a 3 ) _ 1 = 2 a 2 - ( a 1 + a 3 ) ( 1 1 5 )

CTj — CJ3 CJ[ — CJ3

opisujący rodzaj stanu naprężenia (tab. 1.2).


T a b e l a 1.2. Parametr Lodego-Nadaia \xa dla różnych stanów naprężenia

Stan naprężenia Rodzaj naprężeń Kątcp0 Parametr ua

jednoosiowe rozciąganie a, * 0 a 2 = a 3 = 0 7t/3 u c = - 1 jednoosiowe ściskanie a, = a 2 = 0 o 3 * 0 0 Ua = +1 czyste ścinanie rjl = - r j 3 a 2 =0 -n/2 P. = 0

Przy uwzględnieniu gwiazdy naprężeń dla tensora naprężenia (rys. 1.6b) parametr Lode-go-Nadaia u a można opisać zależnością

u a=V3ctg^p 0+£j (1.16)

gdzie kąt cp0 spełnia warunek - — < (p0 < —.

Opisując mechanizm odkształcenia plastycznego w pojedynczym krysztale stwierdzono, że poślizg następuje najłatwiej na płaszczyźnie najgęstszego upakowania atomów. W sieci Al jest to płaszczyzna czworościanu, tj. oktaedru (płaszczyzna jednakowo nachylona do kierunków głównych - rys. 1.6), co uzasadnia stosowany często zapis poprzez naprężenia oktaedrycz-ne.

Przyjmując kierunki główne jako osie układu (rys.l.óa) i określając cosinusy kierunkowe normalnej do płaszczyzny charakterystycznej 1 = m = n = 1/V3 ze wzoru 1.12 oraz po uwzględnieniu naprężeń stycznych (tab.1.1) można wyznaczyć: - naprężenie całkowite, panujące na tej powierzchni

| ) ( 1 - 1 7 )

- składową normalną, działającą na tej powierzchni

° n = ^ ( c r l + 0 2 + 0 3 ) = 0 m (1.18)

Składową styczną (naprężenie styczne) na płaszczyźnie oktaedrycznej oblicza się na podstawie związku

2 2 2 ^ l 2 2 2 T o k t = P n - C T n = - ^ 1 + CT2 + CT3 ( 1 . 1 9 )

który po uporządkowaniu i wstawieniu zależności (1.13) oraz po uwzględnieniu naprężeń stycznych (tab.l .1) doprowadzamy do postaci

^okt = ^ V(al - a2 f + (<*2 - a 3 f + (<*3 " Ol f = | VTl2 + T 2 3 + ^31 Ostatecznie związek między odkształceniami i naprężeniami wyraża zależność, iż

T o k t = — CTH •

(1.20)


1.2. Stan odkształcenia

1.2.1. Geometryczna teoria stanu odkształcenia

Pojęcie względnego przemieszczenia danego punktu w jednym z kierunków definiowane jest przez wyrażenie

Au <5u e x = lim . _

A x - > 0 A x u*

(1.21)

Załóżmy, że rozpatrujemy wewnątrz ciała punkt M o współrzędnych (x, y, z) (rys. 1.7) oraz położony nieskończenie blisko niego punkt N o współrzędnych (x+dx, y+dy, z+dz). Punkt M przemieści się po odkształceniu do punktu M,, a składowe tego przemieszczenia wyniosą u, v, w. Punkt N przejdzie w położenie N i ; a składowe tego przemieszczenia - oznaczonego przez u', v' i w', mogą być zapisane jako różniczki zupełne

3u , da , 3u , u = u + —dx + — dy + — dz

5x dy dz dv , dv dv

v = V H dx + — dy + —dz dx dy dz dw , 5w , 3w , w = w + dx H dy + dz dx dy dz

(1.22)

du, r u*3yd!f

0

Rys. 1.7. Schemat składowych przemieszczenia (a) i rzut prostopadłościanu na płaszczyznę xy (b) przed i po odkształceniu [70, 100]

Po przeprowadzeniu szczegółowych wyprowadzeń [70, 100] można dojść do zależności, opisanych w tabeli 1.3. Ponadto umownie zakłada się, że dodatnim odkształceniom liniowym odpowiadają wydłużenia wzdłuż osi współrzędnych, ujemnym natomiast - skrócenia. Dodatnim odkształceniom kątowym odpowiada zmniejszenie kątów między dodatnimi kierunkami osi, ujemnym - zwiększenie się tych kątów. W sześciu równaniach (tab. 1.3) mamy dziewięć niewiadomych. Dla ich rozwiązania koniecznym jest przyjęcie równań nierozdzielności odkształceń [70, 100], które zapewniają ciągłość metalu podczas dokonywanych odkształceń plastycznych.


Tabela 1.3. Zależności analityczne do obliczania odkształceń liniowych i kątowych

Jednostkowe wydłużenia liniowe Kąty odkształcenia postaciowego

8.

du dx dv dy dw

_du ^dv dy dx

_dv ^dw dz dy dw du

7,, = — + — dx dz

1.2.2. Tensor stanu odkształcenia i jego niezmienniki

Jeśli znamy rozkład przemieszczeń w rozpatrywanym ciele, to w przypadku odkształceń nieskończenie małych, rozkład składowych stanu odkształcenia określają zależności, zestawione w tabeli 1.3, które można przedstawić w postaci macierzy

T =

1 1 Ex "2~Yyx 2 Y z x

1 1 "^Yzy £y

2 Y z y

1 1 "^"Yxz "2~Yyz

(1.23)

Odkształcenia główne wyznacza się z rozwiązania równania trzeciego stopnia, które przyjmuje postać

3 l( \ M 2 2 2 £ — £ (£ x + £y + £ z ) + £ £x^y + £y£z + £z^x — ~ \ Y x y Yyz Yzx

1_ e x e y e z + ^"YxyYyzYzx

1^ 2 2 2 \ "~7\ exYyz eyYzx ~*~ ezYxy /

(1.24) 0

Równanie to ma zawsze trzy pierwiastki rzeczywiste, na ogół różne od siebie, które układamy tak, aby spełniona była nierówność £j > e 2 > £ 3 . Współczynniki równania sześciennego (1.24) - które są niezmiennikami tensora odkształcenia, zapisujemy - poprzez odkształcenia główne, w postaci

Ml = £j + e 2 + £ 3 = const M 2 = £ 1 £ 2 + £ 2 £ 3 + E 3 E 1

M 3 = s ,e 2 e 3

(1.25)

przy czym jako niezmiennik jest uważane także średnie odkształcenie


£ 1 + e 2 - r e 3 (1.26)

Analogicznie do rozkładu tensora naprężenia, możemy również rozłożyć i tensor stanu odkształcenia jako, że T£ = A £ + D e , otrzymując ostatecznie postać

Sl 0 0 £

m 0 0 0 £

2 0 = 0 £

m 0 +

0 0 E

3 0 0

£ l - £ m 0 0

0 £ 2 - e m

0

0 0 £, -£„ (1.27)

W teorii odkształcenia wyróżnia się oddzielne niezmienniki aksjatora i dewiatora odkształcenia, co zobrazowano w tabeli 1.4.

Tabela 1.4. Niezmienniki aksjatora i dewiatora odkształceń

Niezmienniki aksjatora odkształceń Niezmienniki dewiatora odkształceń M] = Ej + e 2 + £ 3 = M]

M ' _ (£

i + S 2 + £ 3 )2 _M?

2 3 3

• f £ 1 + £ 2 + e 3 Y M2

3 l 3 J 27

My = £ 1 + £ 2 + £ 3 - 3£ m = 0

M-> = M 9 -1 1 3 « _ _ M[M 2 2 3

M 3 =M, -—- + — Mi i i 3 27

Aksjator tensora odkształcenia przedstawia odkształcenia czysto objętościowe (sprężyste), natomiast dewiator - czyste odkształcenie postaciowe (plastyczne).

1.2.3. Interpretacja stanu odkształcenia za pomocą kół Mohra

Stan odkształcenia w danym punkcie możemy przedstawić, analogicznie do stanu naprężenia, za pomocą kół Mohra (rys. 1.8).

Przyjmując na osi odciętych en, zaś na osi rzędnych ^yn , możemy odwzorować stan odkształcenia w punkcie za pomocą trzech kół, przedstawiających płaskie stany odkształcenia w odpowiednich płaszczyznach równoległych do właściwej osi, jak podano to na rysunku 1.8. W obszarze zakreskowanym znajdują się punkty odwzorowujące stan odkształcenia na płaszczyznach dowolnie nachylonych. Wartości maksymalnych odkształceń postaciowych (kątowych) występują w płaszczyznach, tworzących kąty n/4 z płaszczyznami głównymi, a ich wielkości podano także na tym rysunku.


1.2.4. Interpretacja stanu odkształcenia za pomocą gwiazdy Pełczyńskiego

Stan odkształceń, podobnie jak stan naprężeń, można opisać graficznie za pomocą gwiazdy odkształceń Pełczyńskiego (rys. 1.9), przy czym poszczególne odkształcenia obliczane są wzorami

£ i = £ m + £ H C O S ( P o

47T.N

£ 2 = £ m + e H COSJ^<p 0+ 3

( 2n £ 3 = £ m + £ H C 0 S ^ 0 + —

(1.28)

gdzie s H jest intensywnością odkształcenia, która omówiona będzie w dalszych rozważaniach. Kąt skręcenia gwiazdy t p 0 zależy od wzajemnego stosunku wartości odkształceń i jest taki

sam dla odkształceń i naprężeń. Wzajemny stosunek wartości odkształceń, wyrażony przez cos(pE , nazywa się wskaźnikiem schematu odkształceń definiowanym przez parametr Lodego

(1.29) 2 E 2 - ( S 1 + £ 3 ) _ T 6

£ i - £ 3

przyjmującym wartości podane w tabeli 1.5.

Tabela 1.5. Parametr Lodego uE dla różnych stanów odkształcenia

Stan odkształcenia Rodzaj odkształceń Kąt (3 Parametr p n

jednoosiowe rozciąganie £2 = £ i = 0 0 RE = - 1 jednoosiowe ściskanie e [ = s2 = 0 n/6 m = o czyste ścinanie £, = —£ 3 £ 2 = 0 n/3 pE = + i

I


r — £ i

Rys. 1.9. Gwiazda Pełczyńskiego dla odkształceń: sprężystych (a) i plastycznych (b) [70]

Można również przedstawić odkształcenia w płaszczyźnie czworościanu, która ma normalną, jednakowo nachyloną do kierunków głównych, mającą kosinusy kierunkowe równe i wynoszące 1/V3 . Kąt odkształcenia postaciowego, powstały na tej płaszczyźnie oktaedrycz-nej, wynosi

Tokt = | ^ ( S I - S 2 ) 2 + ( E 2 - E 3 ) 2 + ( I : 3 - S I ) 2 (1 -30)

W teorii plastyczności bardzo często korzystamy z wielkości proporcjonalnej do oktae-drycznego kąta odkształcenia, a mianowicie

£ i = ^b) y o k t (L31)

którą nazywamy intensywnością odkształcenia lub uogólnionym odkształceniem zgodnie z wzorem

£ I = £ H = : Y - - J ( E I - E 2 ) 2 + ( S 2 - E 3 ) 2 + ( £ 3 - £ I ) 2 (1-32)

1.2.5. Podstawowe równania teorii plastyczności

W zakresie odkształceń sprężystych każdemu stanowi naprężenia odpowiada ściśle określony stan odkształcenia, zaś związki zachodzące między tymi stanami w zakresie odkształceń plastycznych mają bardziej złożony charakter [15, 17, 70, 100]. Istniejący w danej chwili stan odkształcenia plastycznego jest bowiem wynikiem przebiegu procesu odkształcenia, gdyż zależy nie tylko od stanu naprężenia istniejącego w danej chwili, lecz również od stanów poprzednich. Z przeprowadzonych dotychczas rozważań wynika, że powiązanie stanu naprężenia z przebiegiem odkształcenia danego ciała w zakresie odkształceń plastycznych umożliwiają trzy poniższe prawa: - Prawo współosiowości kierunków głównych - dla materiałów izotropowych kierunki

główne składowych stanu naprężenia i kierunki główne przyrostów odkształceń, zachodzących pod wpływem danego stanu naprężenia, pokrywają się.


- Prawo plastycznego płynięcia - przyrosty składowych stanu odkształcenia dej, de2 i ds3

są proporcjonalne do odpowiednich składowych stanu naprężenia a h c 2 i o3 zmniejszonych o wartość naprężenia średniego am , co opisuje związek

<tei =

d £ 2 =

d g 3 = ( 1 3 3 )

3 P

- Prawo umocnienia - opisujące zależność między naprężeniem uplastyczniającym a p, a odkształceniem zastępczym 8j , wyznaczaną dla różnych materiałów doświadczalnie. Zależność G p = f (8j) uzależniona jest głównie od temperatury i prędkości odkształcenia (rys. 1.10), co spowodowane jest przede wszystkim zjawiskiem wzrostu gęstości dyslokacji.

a) b)

struktura ziarenkowa

-przemiany splotów dyslokacji w granice ziaren

odkształcenia uzyskiwane w warunkach zachowania spójności odkształcenia uzyskiwane w większości procesów obróbki plastycznej

powstawanie substruktury komórkowej

struktura ziarenkowa

przemiany splotów dyslokacji w granice ziaren

Rys. 1.10. Zmiany naprężenia uplastyczniającego a p podczas odkształcania [15]: a - na zimno; b - na gorąco

Zależnie od warunków odkształcenia mogą wystąpić w procesach przeróbki plastycznej pewne dynamiczne procesy aktywowane cieplnie (zdrowienie, rekrystalizacja, starzenie), które wywołują zmiany strukturalne, oddziaływujące na naprężenie uplastyczniające stali. Podstawy teorii plastyczności można przedstawić jako połączenie trzech grup równań: 1) statycznych lub dynamicznych, 2) geometrycznych, 3) fizykalnych, zdefiniowanych dla naprężeń rzeczywistych.


Ad. 1) Równania statyczne, czyli trzy warunki równowagi wewnętrznej Naviera

- + pX = 0

- + pY = 0 (1.34)

5rjx dxyx

+ 5 T 2 X

dx 5y dz dxxy

• + — -+ 5x z y

5x óy dz 9 t x z daz

dx 5y dz

E y = T ~ ; Yyz= — + — ( 1 3 5 )

+ pZ = 0

kojarzone łącznie z warunkami brzegowymi (wzór (1.151) w [70]).

Ad. 2) Równania geometryczne, czyli sześć związków Cauchy'ego

_du = ^ . + ^L £ x ~ 5x' x y dy dx

dv dv dw dy' y z dz dy dw _ dw óu oz ox oz

Ad. 3) Równania fizykalne, czyli:

prawo zmiany objętości, które dla ciała nieściśliwego zapisać można w postaci e x + s y + s z = 0 (1.36)

- prawo zmiany postaci, obejmujące sześć równań, z których tylko pięć wykorzystuje się jako równania niezależne o x - a y = 2G' ( E x - e y ) x x y = G' y x y

o y - o z = 2 G ' ( £ y - £ 2 ) T Y Z = G ' y y z (1.37)

C T Z - C J X = 2 G ' ( E Z - E x ) x Z X = G ' y z x

gdzie moduł plastyczności drugiego rodzaju G' oblicza się wg (wzór 1.41). - warunek plastyczności według hipotezy H-M-H (wzór 1.46).

Dowolne zadanie z teorii plastyczności, dla każdego punktu odkształcanego ciała, będzie rozwiązalne więc za pomocą szesnastu podanych równań przy spełnieniu warunków brzegowych.

1.3. Warunki przejścia w stan plastyczny

1.3.1. Analityczny opis stanu plastycznego

Stan metalu lub stopu w czasie jego trwałego odkształcania nazywa się stanem plastycznym, a proces trwałej zmiany postaci, zachodzący w tym stanie, określa się jako odkształcenie plastyczne. Poszczególne objętości metalu przemieszczają się względem siebie pod działaniem


sił zewnętrznych i metal otrzymuje żądany kształt bez naruszenia spójności międzykrystalicz-nej, przy czym tę jego zdolność nazywamy plastycznością.

Analizując krzywe umocnienia, tj. zależności a = f(s) znanych metali i stopów, pokazane na rysunku 1.11, można je pogrupować według charakteru tych krzywych, co było sugestią do przyjęcia różnych modeli ciał, poddawanych odkształceniom plastycznym, a mianowicie: - ciało idealnie plastyczne, cechujące się wartością współczynnika Poissona v = 0,5, co

oznacza, że moduł K jest nieskończenie wielki i materiał jest nieściśliwy; - ciało sprężysto-plastyczne, umacniające się; - ciało o dużej zdolności do odkształceń plastycznych, zachowujące swoje własności sprę

żyste, tzw. elastomer; - ciało sprężysto-plastyczne, z wyraźną granicą plastyczności.

a ) a

c) d)

Rys. 1.11. Modele ciał: a - idealnie plastycznego, b - sprężysto-plastycznego umacniającego się, c - elastomeru, d - sprężysto-plastycznego z wyraźną granicą plastyczności [36]

Rozwiązywanie praktycznych problemów w procesach plastycznego kształtowania metali jest poszukiwaniem odpowiedzi, jakie skutki wywiera w metalu przyłożona siła zewnętrzna lub j aka musi być przyłożona siła, by wywołać zamierzone odkształcenie plastyczne. Prowadzi to do rozwiązania zagadnień: 1) przy jakim stanie naprężeń rozpocznie się odkształcenie plastyczne; 2) w jakich warunkach po uplastycznieniu będzie przebiegać odkształcenie plastyczne, by

osiągnąć zamierzony cel procesu przeróbki plastycznej;


3) po przekroczeniu jakiego poziomu naprężeń plastycznych w metalu nastąpi naruszenie wewnętrznej jego spójności, które doprowadzi do zniszczenia materiału, czyli wystąpi złom w materiale. Zależność pomiędzy naprężeniem i odkształceniem w zakresie odkształceń sprężystych

dla przestrzennego stanu jest liniowa (E = const) i zgodnie z prawem Hooka ma postać CTi=Eei (1.38)

Natomiast poza obszarem sprężystym, tj. poza granicą plastyczności, można posłużyć się podobną formą w postaci a ^ E ^ (1.39)

W tym przypadku moduły E' i G' zdefiniujemy następująco E ' ( e . )

£;

(1.40)

G'= , E ' > (1.41) 2 (1+ v) Przyjmując, iż dla ciała idealnie plastycznego v = 0 ,5, związki między naprężeniami a

odkształceniami głównymi w stanie plastycznym będą opisywane zależnościami

CTl-tfm = ^ - ( e i - £ m ) 3 s ;

° 2 - ° m =~L(£2-Sm) (1-42) 3£j

3£j

gdzie: a; - naprężenie zastępcze (intensywność naprężenia) oblicza się wzorem 1.11, £i - odkształcenie zastępcze (intensywność odkształcenia) oblicza się wzorem 1.32.

Przejście metalu w stan plastyczny nastąpi, gdy panujący stan naprężeń spowoduje, że oH=Cyi=ap (1 .43)

tzn. uogólnione naprężenie zastępcze osiągnie wielkość równą granicy plastyczności metalu w danych warunkach odkształceń plastycznych.

1.3.2. Warunki plastyczności

Warunkiem przejścia ze stanu sprężystego w stan plastyczny jest osiągnięcie pewnej krytycznej wartości naprężeń, zwanej granicą plastyczności - w jednoosiowym stanie naprężeń, lub naprężenia uplastyczniającego - w płaskim lub przestrzennym stanie naprężeń, uzależnionych od rodzaju tworzywa i historii poprzednich odkształceń, oraz warunków obecnego procesu odkształceń plastycznych, tj. jego temperatury, stopnia i prędkości odkształcenia.

W teorii plastyczności wykorzystywane są dwie hipotezy [15, 17, 70, 100], na podstawie których określa się początek plastycznego odkształcania metali, a wymagają one znajomości


naprężeń głównych oraz granicy plastyczności, określanej w próbie jednoosiowego rozciągania.

Warunek największego naprężenia stycznego - tzw. warunek plastyczności Treści - de Saint Venanta, zgodnie z którym początek odkształceń plastycznych następuje w momencie, w którym wartość największego naprężenia stycznego osiągnie wartość krytyczną, spełniającą warunek

x m a x = ^ = ^ (1-44)

co sprowadza się do równości naprężeń CT1-CT3 = C T P (1.45)

Świadczy ona o tym, że początek plastycznego odkształcenia występuje wtedy, gdy różnica pomiędzy największym i najmniejszym naprężeniem głównym osiągnie wartość równą granicy plastyczności, przy czym naprężenie średnie nie wykazuje istotnego wpływu.

Warunek energii właściwej odkształcenia postaciowego - znany jako tzw. warunek plastyczności H-M-H, tj. Huber (1904), Mises (1913) i Hencky (1924) przedłożyli - każdy na podstawie swoich badań, warunek plastyczności, zgodnie z którym początek odkształceń plastycznych następuje w momencie, w którym wartość intensywności naprężeń osiągnie wartość krytyczną, spełniającą warunek

rr ° i = — V ( C T l - ° 2 ) 2 + ( ° 2 - < J 3 ) 2 + ( ° 3 - t f l ) 2 = ° p (1.46)

Interpretacją warunku plastyczności na wykresie naprężeń głównych jest tzw. powierzchnia plastyczności, która dla: • trójosiowych (przestrzennych) stanów naprężenia jest powierzchnią walcową o promieniu

o p , nachyloną do wszystkich osi układu pod takim samym kątem (rys. 1.12a);

Rys. 1.12. Interpretacja geometryczna warunku plastyczności H-M-H dla: a) trójosiowych stanów naprężenia, b) dwuosiowych (płaskich) stanów naprężenia [15]


• dwuosiowych (płaskich) stanów naprężenia jest elipsą, otrzymaną w wyniku przecięcia walca płaszczyzną o równaniu o 3 = 0 (rys.l2b), przy czym punkty oznaczone dużymi literami odpowiadają szczególnym stanom naprężenia, tj. A i C - jednoosiowemu rozciąganiu, punkty D i F - jednoosiowemu ściskaniu, punkt B - dwuosiowemu równomiernemu rozciąganiu, punkt E - dwuosiowe-mu równomiernemu ściskaniu, punkty G i H - skręcaniu;

• płaskiego układu naprężeń jest okręgiem koła o promieniu ap. Rzeczywiste materiały wykazują tzw. umocnienie, polegające na wzroście naprężenia

uplastyczniającego wraz ze wzrostem trwałych odkształceń plastycznych, co można zinterpretować graficznie (rys. 1.13a). Materiał o naprężeniu uplastyczniającym a° po trwałym odkształceniu ej ma zwiększone naprężenie uplastyczniające o p = f (EJ ). Dlatego trójosiowemu stanowi naprężenia odpowiada powierzchnia plastyczności w postaci walca o odpowiednio zwiększonej średnicy (rys. 1.13b). Z tego względu zmienia się również kształt elipsy plastyczności dla dwuosiowych stanów naprężenia (rys. 1.13c).

a ) b ) c )

Rys. 1.13. Wpływ izotropowego umacniania materiału na powierzchnię plastyczności wyznaczaną z warunku plastyczności H-M-H [15]: a - zależność ap = f(s), b - walec plastyczności dla trójosiowych stanów naprężenia, c - elipsa plastyczności dla dwuosiowych (płaskich) stanów naprężenia

1.4. Plastyczność i czynniki ją determinujące

Przez plastyczność rozumiemy zdolność danego metalu do trwałych odkształceń, zachodzących bez objawów naruszenia spójności wewnętrznej ziarn. Najkorzystniejszym metalem do zadawania odkształceń plastycznych jest taki, który przechodzi w stan plastyczny przy stosunkowo niskich wielkościach naprężeń zastępczych, ale dopiero przy wysokich naprężeniach pojawiają się pierwsze oznaki naruszenia jego spójności. Mówimy wtedy o dużym zapasie plastyczności, dogodnym do zadawania odkształceń plastycznych w szerokim przedziale


warunków temperaturowo-odkształceniowych, pomimo iż określamy go poprzez różnicę pomiędzy granicami plastyczności i wytrzymałości, lub odporności na zgniatanie. Na plastyczność wywiera wpływ szereg czynników, związanych m.in. z budową odkształcanego tworzywa i jego własnościami mechanicznymi oraz warunkami, w jakich zachodzi to odkształcenie.

1.4.1. Budowa metalu

Czynnikami decydującymi o budowie metalu są: Układ krystalograficzny, decyduje o rozmieszczeniu atomów w komórce elementarnej,

gdyż im większa jest liczba koordynacyjna sieci, tym metal ma większą plastyczność z uwagi na to, że odkształcenia plastyczne zachodzą w płaszczyznach najgęściej obsadzonych atomami, w których najłatwiej uruchamiane są systemy poślizgów.

Rozróżniamy następujące sieci krystalograficzne: • sieć sześcienna centrowana K8 - Al, w której krystalizują: chrom, molibden, wanad, wol

fram, żelazo a, • sieć sześcienna zwarta K12 - A2, w której krystalizują: żelazo y, glin, nikiel, platyna,

miedź, srebro, złoto, • sieć sześcienna heksagonalna H12 - A3, w której krystalizują: magnez, cynk, cyrkon, osm,

kobalt, iryd. Skład chemiczny i domieszki w stali, pogarszają plastyczność i własności mechaniczne

metalu w sposób następujący; • węgiel C - wraz ze wzrostem jego zawartości maleje plastyczność; • siarka S - siarczki o niskiej temperaturze topliwości (950°C) osłabiają więź na granicach

ziarn, powodując tzw. kruchość na gorąco, którą neutralizuje się dodatkiem manganu, tworzącym MnS o temperaturze topnienia 1450°C, co podwyższa plastyczność;

• fosfor P - powodujący kruchość na zimno; • miedź Cu - w połączeniu z tlenem ulega podczas nagrzewania tzw. chorobie wodorowej,

tj. dyfuzji wodoru w miedź, a następnie redukcji tlenku miedziawego, przy której powstaje para wodna, co sprzyja powstawaniu naderwań i pęknięć w stali;

• wodór H2 - powodujący powstawanie mikroskopijnych pęknięć, zwanych płatkami śnieżnymi;

• tlen 0 2 - utleniający granice ziaren i tworzący zanieczyszczenia tlenkowe, osłabiające więź międzykrystaliczną;

• azot N 2 - tworzący bardzo twarde i kruche azotki. Skład strukturalny stali, oddziałuje na plastyczność, a zatem i własności mechaniczne,

zależnie od stosunku ilościowego składników strukturalnych stali, np.: ferryt i perlit - polepszają plastyczność stali, natomiast austenit, a głównie cementyt - pogarszają ją.

1.4.2. Warunki procesu odkształcenia plastycznego

Temperatura odkształcenia - zakres temperatur przeróbki plastycznej na gorąco winien być tak ustalony, aby cały proces odkształcenia przebiegał w zakresie jednej fazy, w której


plastyczność jest dogodna do zadawania dużych odkształceń plastycznych. Zakres temperatur nagrzewania stali węglowych przedstawiono graficznie w odniesieniu do układu żelazo-węgiel (rys.l.l4a). W trakcie tego procesu na powierzchni wyrobu tworzy się zgorzelina (rys.l.l4b), w skład której wchodzą kolejno tlenki żelaza o malejącym stopniu utlenienia: hematyt Fe 2 0 3

(ok.2%), magnetyt Fe 3 0 4 (ok. 18%) i wistyt FeO (ok.80%).

a) b)

0 0 , 2 0 .4 0 ,6 0 .8 1.0 1.2

Zawartość węgla, %C

Rys. 1.14. Zakresy temperatur (a) i budowa warstwy zgorzeliny (b) przy nagrzewaniu stali niskowęglo-wych w zależności od zawartości węgla [15]

Przeróbka plastyczna na gorąco określonego materiału prowadzona jest w temperaturach T = (0,6^-0,9)Tt. Górna granica tego zakresu powinna być możliwie wysoka ze względu na obniżenie naprężenia uplastyczniającego i wykorzystanie dużej zdolności materiału do odkształceń plastycznych, będąc ograniczoną ze względu na utlenianie, odwęglenie i tworzenie się struktury gruboziarnistej - zjawisk silnie uzależnionych od czasu nagrzewania, jak również zjawiskiem kruchości na gorąco. Dolna granica tego zakresu związana jest ze wzrostem naprężenia uplastyczniającego (dopuszczalnym ze względu na stosowaną maszynę odkształcającą), obniżeniem się plastyczności (jednakże zapewniającym poprawny przebieg kształtowania plastycznego), a zastosowanie odpowiednio dużych odkształceń plastycznych w jej pobliżu sprzyja uzyskaniu struktury drobnoziarnistej (dającej wyrób o korzystnych własnościach mechanicznych i użytkowych). Stale stopowe mają mniejszą zdolność do odkształceń plastycznych oraz węższe zakresy temperatur odkształcenia.

Prędkość odkształcenia - to zmiana stopnia odkształcenia lub jednostkowej objętości przemieszczonej w czasie. W procesach przeróbki plastycznej zmienia się ona w szerokim zakresie od 0,03 s"1 do 60000 s'' (tab.6.3). Zależność naprężenia uplastyczniającego od prędkości odkształcenia jest konsekwencją wpływu temperatury odkształcenia (rys. 1.15). Wszystkie procesy aktywowane cieplnie zachodzą ze skończoną prędkością i to tym większą im wyższa


jest temperatura. Kształt krzywych a p = f(sj;T) - rys. 1.15, uzależniony jest od tzw. czułości

materiału na prędkość odkształcenia [15], definiowanej przez wskaźnik m jako

m = de • V 1 d<3v

zmieniającym się silnie wraz z temperaturą odkształcenia.

a)

MPa 1000

800

^ 60C

'c ¿00 OJ

I 200

— —

so

^\ I I

/ / | Sj=1(5s~1j

u ! T r

• * • C

.... ,. j . ,

700°C r

• * • C I I

900°C -j 1100°C

0.2 0.4, 0.6 odkształcenie 8;

b)

MPa 1000

u 800

600

g ¿00 •N 0>

I 200

(1.47)

!

—

8j = 90 s"' 1 / 7C0°C r 1

/ / Ą

! 1 ( f • • ł 900 °c 1

1100°C 900 °c 1

1100°C

0.2 0A 0.6 odkształcenie 8,

Rys. 1.15. Wpływ temperatury (T = 20-^1100°C) i prędkości odkształcenia [15]: a - ¿ = 1,5 s"1, b -

¿ = 90 s"1 na krzywe umocnienia stali 45

W dolnym zakresie przeróbki plastycznej na gorąco, gdy zachodzi intensywne zdrowienie i rekrystalizacja, materiał wykazuje wzrost czułości na prędkość odkształcenia, szczególnie dla mniejszych prędkości. W górnym zakresie przeróbki plastycznej na gorąco, gdy przebieg zdrowienia i rekrystalizacji dynamicznej jest tak szybki, że umocnienie materiału nie jest obserwowane lub zachodzi minimalnie, nawet przy dużych prędkościach odkształcenia, zaś przy mniejszych - materiał się nie umacnia, a więc jego czułość na prędkość odkształcenia ponownie maleje. Rzeczywiste prędkości odkształcenia, uzyskiwane w znanych maszynach odkształcających do realizacji różnych procesów przeróbki plastycznej, podano w tabeli 6.3.

Zdrowienie i rekrystalizacja - z pewnym uproszczeniem można stwierdzić, że w stopach o strukturze stałych roztworów metali usuwanie skutków umocnienia wskutek odkształcenia plastycznego poprzez tego typu procesy zachodzi w sposób dyfuzyjny, oddziaływujący zarówno na strukturę metalu, jak i gęstość dyslokacji. Zagadnienie to omówić można na przykładzie walcowania na gorąco (rys. 1.16).

Ogólnie można powiedzieć, iż występowanie procesów zdrowienia i rekrystalizacji uzależnione jest od warunków odkształcenia (szerzej problem ten omówiono w podrozdz. 4.4): - gdy temperatura odkształcenia T > Tr zachodzi tylko zdrowienie statyczne;


USUWANIE UMOCNIENIA PRZY PRZERÓBCE PLASTYCZNEJ NA GORĄCO

Z D R O W I E N I E I E N I E R E K R Y S T A L I Z A C J A

STRUKTURA RÓWNOOSTOWA UBOGA W DYSLOKACJE

1 PRZED]

DSIOWA I ODKSZTAŁ-CONA STRUKTURA 3cje t OBSZARY'SPOLIGONIZOWANE

. ZMNIEJSZONA GĘSTOŚĆ UMOCNTJ?NI(? DYSLOKACJI

S I N

?2§zzZ^^ DROBNOZIARNISTA OBSZARYO MATEJ GĘSTOŚCI RÓWNOOSIOWA

\DYSLOKAQI.ODKSZTATCONA STRUKTURA \STRUKTURA

ZAKOŃCZONA REKRYSTALIZACJA PIERWOTNA

REKRYSTALIZACJA

ODKSZTAŁCONA STRUKTURA, DUZA GĘSTOŚĆ DYSLOKACJI

ODKSZTAŁCONA STRUKTURA TWORZENIA PODZIARN ZMNIEJSZONA GESTOSC DYSLOKACJI

Rys. 1.16. Procesy usuwania skutków odkształcenia plastycznego, zachodzących poprzez zdrowienie i rekrystalizację, przy walcowaniu na gorąco [36]

- przy T > T r , gdy prędkość odkształcenia ć j jest duża, zachodzi początkowo zdrowienie dynamiczne oraz rekrystalizacja statyczna, przy T » T r , gdy 8 { jest mała, a proces odkształcenia trwa dostatecznie długo zachodzą: częściowa rekrystalizacja dynamiczna i rekrystalizacja statyczna, przebiegająca już w ukształtowanym plastycznie wyrobie. Mechaniczny schemat odkształcenia - ogólnie można powiedzieć, że wzrost plastycz

ności następuje, gdy mniejszą rolę odgrywają naprężenia rozciągające, a większą rolę spełniają naprężenia ściskające, co zobrazowano w tabeli 1.6.

Jak widać najwyższą plastyczność ma metal przy wyciskaniu, gdy średnie naprężenie a m

jest bardzo duże i ściskające, a stan odkształcenia ma dwa odkształcenia skracające - ujemne, a tylko jedno - zwiększające w kierunku wyciskania, dodatnie. Zupełnie inne warunki występują przy ciągnieniu, które powodują znaczne obniżenie plastyczności, głównie z uwagi na duże naprężenie rozciągające.

1.4.3. Wskaźniki plastyczności

- wydłużenie względne przy rozciąganiu, - przewężenie po zerwaniu próbki przy rozciąganiu, - względne odkształcenie do wystąpienia pęknięcia przy spęczaniu w próbie ściskania,


Tabela 1.6. Wpływ mechanicznego stanu odkształcenia na plastyczność [56, 70, 100]

Proces odkształcenia

Schemat stanu naprężenia

Schemat stanu odkształcenia

Konieczna siła odkształcająca

Plastyczność metalu

Wyciskanie współbieżne: - etap I

• etap II

Oi < o~2 = a 3 < 0 S 2 = £ 3 < 0 < S |

IS ,

0* Z. b . duża b . duża

rj, < o~2 = °~3 « 0 S ] < 0 < S 2 - £ 3

Walcowanie blach i taśm

<j| < r j 2 < cy3 < 0 ICR,

duża duża

Spęczanie odkuwek okrągłych

G | < a2 = CT3 < 0

średnia średnia

Ciągnienie prętów

okrągłych

o 2 = a 3 < 0 < at

łCT, 8 ] < 0 < £ 2 = S 3

mała mała

- ilość skręceń w próbie skręcania, - udarność metalu przy złamaniu próbki z karbem w próbie udarowego zginania, - stosunek granic plastyczności do wytrzymałości R/Rm, mówiący o tzw. zapasie plastycz

ności metalu, - innego typu wskaźniki technologiczne takie, jak: ilość przegięć, wskaźniki tłoczności

blach, gniot krytyczny przy walcowaniu skośnym próbki stożkowej.

1.5. Wykresy stanu mechanicznego

7.5.7. Pojęcie wykresu stanu mechanicznego

Wykres stanu mechanicznego - stanowi próbę wytłumaczenia, zarówno procesów powstawania i rozprzestrzeniania się odkształceń plastycznych, jak i zjawiska zniszczenia metalu. Zbudowany jest on na następujących założeniach:

1 . Wybrane elementy z teorii odkształceń plastycznych 45

- granicę plastyczności określamy na podstawie warunku największego naprężenia stycznego,

- wystąpienie złomu określamy na podstawie hipotezy największego odkształcenia wzdłużnego. Z założeń tych wynika, że konieczna jest zna

jomość pomiędzy wartością maksymalnych naprężeń stycznych x m a x i wartością maksymalnych kątów odkształcenia postaciowego ym a x . Zależność tę można otrzymać z próby prostego skręcania w postaci wykresu (rys. 1.17), na którym przedstawiona jest wartość naprężenia stycznego Xo,2 -odpowiadającego granicy plastyczności, oraz naprężenia stycznego x m a x = xk - odpowiadającego ścięciu próbki. Hipoteza ta została sformułowana przez Dawidenkowa i Fridmana [70, 100].

Xmax

Rys. 1.17. Wykres czystego ścinania z próby prostego skręcania metali [36, 70, 100]

1.5.2. Wykres stanu mechanicznego Dawidenkowa-Fridmana

Wśród hipotez wytężeniowych (hipoteza największego odkształcenia wzdłużnego lub hipoteza de Saint Venanta) wykorzystano założenie, iż pęknięcie materiału następuje wówczas, gdy największe odkształcenie S\ osiąga wyznaczoną doświadczalnie wartość krytyczną

1 R : 8 R = •

0 (1.48) 1 - [ A , - V ( A 2 + r j 3 ) ] =

E ° E gdzie wartość R0 jest wytrzymałością danego materiału na rozdzielenie.

Z przytoczonych zależności oraz sensu fizycznego wynika, że naprężenia, które wywołują złom, można określić przy próbie rozciągania i zapisać w postaci

aZI = e R E = R 0 = R U = | Ł (1.49)

Wobec tego w układzie prostokątnym o współrzędnych (x, a) możemy skonstruować wykres stanu mechanicznego według Dawidenkowa-Fridmana, zobrazowany na rysunku 1.18. Wykres ten obrazuje warunki naprężenia, jakie występują w poszczególnych próbach, określając kiedy nie wystąpi (punkt A) lub wystąpi (punkty B i D) przejście metalu w stan plastyczny, po którym nastąpi przekroczenie granicy wytrzymałości rozdzielczej metalu, a po nim jego zniszczenie, czyli złom, przebiegający według różnych schematów i w różnych płaszczyznach. Wygląd poszczególnych przełomów jest inny z uwagi na to w jakim obszarze naprężeń został dokonany złom metalu.


Rys. 1.18. Wykres stanu mechanicznego Dawidenkowa-Fridmana w próbach [70 100]: 1 - rozciągania, 2 - ścinania, 3 - ściskania

7.5.3. Wykres stanu mechanicznego Hubera-de Saint Venanta

Został on opracowany na podstawie hipotez największego odkształcenia wzdłużnego i energii odkształcenia postaciowego, czyli zbudowany w układzie współrzędnych a v i aH- Charakterystykę stanu naprężenia dla różnych schematów procesów przedstawiono w tabeli 1.7, a ich wykres wytężeniowy Hubera-de Saint Yenanta zobrazowano na rysunku 1.19.

Tabela 1.7. Charakterystyka stanu naprężenia dla różnych schematów procesów [70, 100]

Lp. Schemat naprężeń CM Ol a 3 a m 2/3 a H cos tp0

1 jednoosiowe rozciąganie O" 0 0 1/3 a 2/3 a 0 1,0 2 jednoosiowe ściskanie 0 0 -a -1/3 a 2/3 a 60 0,5

3 dwuosiowe czyste ścinanie a 0 -a 0 2/V3 a 30 0,866

4 dwuosiowe równomierne rozciąganie a a 0 2/3 a 2/3 a 60 0,5

5 dwuosiowe nierównomierne rozciąganie a 1/2 rj 0 1/2 a 1/VJ a 30 0,866

6 dwuosiowe równomierne ściskanie

0 -a -a -2/3 a 2/3 rj 0 1,0

7 dwuosiowe nierównomierne ściskanie

0 -1/2 a -o -1/2 o 1/VJ a 30 0,866

CO trójosiowe rozciąganie przy

rj] : a 2 : r j 3 = 3 : 2 : 1 a 2/3 a 1/3 a 2/3 a 2/3 V3 a 30 0,866

9 trójosiowe ściskanie przy a , : r j 2 :CT3 = 1 : 2 : 3

-1/3 a -2/3 o - a -2/3 o 2/3 V3 a 30 0,866

10 trójosiowe rozciąganie przy a , : r j 2 : a 3 = 2 : 1 : 1

rj 1/2 o- 1/2 a 2/3 a 1/3 a 0 1,0

11 trójosiowe ściskanie przy CM : a 2 :o"3 = 1 : 1 : 2

-1/2 a -1/2 a -a -2/3 a 1/2 V2 a 60 0,5

12 trójosiowe ściskanie przy Gi : r j 2 : a 3 = 2 : 2 : 3

-2/3 rj -2/3 a - a -7/9 a 2/9 a 60 0,5


Rys. 1.19. Wykres wytężeniowy Hubera-de Saint Venanta dla różnych schematów naprężenia, opisanych w tabeli 1.7 [70, 100]

1.5.4. Wykres stanu mechanicznego Pelczyńskiego

Zgodnie z założeniem hipotezy największego odkształcenia wzdłużnego pęknięcie powstaje wtedy, gdy spełniony zostanie warunek (1.48), który po przekształceniach można doprowadzić do postaci

2

• = 8 M + £ H COSCp = O m ( 1 - 2 v ) + i _

yH(l + v) -coscp (1.50)

E E E W chwili pękania - dającego złom, mamy spełniony warunek

2 ° v = ^ m ( 1 - 2 v ) + - C T H C 0 S 9 ( l + v ) = £ R i > E = R 0

który po przekształceniach doprowadzić można do postaci _3( l -2v) 1 [ R „

2(l + vJ cos(p|_l-2v

Równanie (1.52) przedstawia w układzie o m i aH , prostą o współczynniku kierunkowym „ 3 ( l - 2 v ) 1

2 (l + vj coscp Jeśli przez początek układu poprowadzimy prostą nachyloną pod kątem a, to prosta ta

przedstawia pewien określony sposób obciążenia odkształcanego ciała, obliczany wzorem

( 1 . 5 1 )

(1.52)

(1.53)

ctga = (1.54) -CSl

Obie te proste wyznaczają obszary bezpiecznych naprężeń sprężystych i plastycznych (rys. 1.20), a poza nimi - odkształcanie zachodzi ze zniszczeniem materiału. Na tej zasadzie


oparty jest tzw. wykres wytężeniowy naprężeń granicznych Pełczyńskiego (rys. 1.2la).

Każdemu stanowi naprężenia (scharakteryzowanego w tab.1.7) na osi rzędnych ^ G h , rosną

cego od zera do maksimum, odpowiada prosta O H , tworząca z osią odciętych: - kąt a - obliczany wzorem (1.54), a zmienny w zakresie od 0 do n, - kąt p - obliczany wzorem (1.53), a zmienny w zakresie od 1,625 do 3,25.

Z wykresów (rys. 1.20 i 1.21) wynika, że otrzymano trzy zakresy stanów naprężenia.

Zakres pierwszy, położony wewnątrz trójkąta R O B , dla którego przy zwiększeniu naprężeń możliwe jest osiągnięcie granicy wytrzymałości rozdzielczej.

Zakres drugi, położony między prostymi O A i O B (przypadki H 9 i H u ) , w którym materiał może mieć nieograniczoną wytrzymałość na pęknięcia rozdzielcze.

Zakres trzeci, położony pomiędzy prostą O A i osią O E (przypadek

Rys. 1.20. Wykres wytężeniowy Pełczyńskiego, tj. naprę- w k t ó r y m m e t a l m a ™eograni-żeń bezpiecznych dla rozciągania, ściskania i czoną wytrzymałość na pęknięcia ścinania [70, 100] rozdzielcze.

a) b)

Rys. 1.21. Wytężeniowy wykres Pełczyńskiego dla granicznych [70, 100]: a - naprężeń, b - odkształceń


Współrzędne punktu M - położonego wewnątrz wachlarza skośnych promieni RR, określają jednoznacznie stan naprężenia na granicy wytrzymałości rozdzielczej, określając środek gwiazdy i jej promień, a więc wszystkie dane niezbędne do wykreślenia gwiazdy naprężeń. Jeżeli na wykresie wytężeniowym wykreślimy linie poziome - obrazujące położenie granicy plastyczności, to ograniczymy obszar stanów naprężeń bezpiecznych przy przeróbce plastycznej.

Analogicznie do wykresu wytężeniowego naprężeń, utworzono tego typu wykres i dla odkształceń (rys. 1.2 lb). Ten wykres składa się również z dwóch pęków, przecinających się w jednym punkcie M, wyznaczającym stan odkształcenia, przy którym osiągnięta zostaje wytrzymałość rozdzielcza materiału. Jeden pęk promieni OH, opisany jest kątem a, zawartym od 0 do 7i, a drugi pęk promieni, opisany kątem P, zawartym między TI/4 a 1,112 rad. Dane te pozwalają wykreślić gwiazdę odkształceń na granicy wytrzymałości rozdzielczej.

1.6. Wykresy wytężeniowe dla wybranych procesów przeróbki plastycznej

Z wykresów wytężeniowych można zauważyć, że im mniejsza jest wartość ou = a p i im większa jest wartość a n l oraz kąt a, tym metal łatwiej przechodzi w stan plastyczny. Jako wskaźnik informujący o podatności metalu na przejście w stan plastyczny - w ślad za Pełczyń-skim, przyjmuje się pojęcie odporności na zgniot, opisywane zależnością

z której wynika, że dla materiału idealnie plastycznego (v = 0,5) odporność na zgniot wynosi cr p

r = 0, a dla stali (v = 0,3) odporność na zgniot wynosi r = 0,4—— .

Zdolność poszczególnych procesów technologicznych przeróbki plastycznej lub różnego rodzaju obciążeń do przeprowadzania materiału w stan plastyczny nazywamy zdolnością zgniatania i definiujemy jako

Z = ! (1.56) c tga + ctgP

które to wielkości obliczamy zależnościami (1.53 i 1.54). Z rozważań tych wynika, że metal o odporności na zgniot równej r może przejść w stan

plastyczny przy obciążeniu o zdolności zgniatania równej Z, gdy zostanie spełniony warunek Z > r.

Wykresy wytężeniowe dla różnych procesów przeróbki plastycznej, tj. przy ciągnieniu, walcowaniu i wyciskaniu, przedstawiono na rysunku 1.22. Skonstruowano go w ten sposób, że: - po lewej jego stronie zbudowany jest wykres wytężeniowy Pełczyńskiego, - po prawej stronie zaś umieszczono wykres naprężeń bezpiecznych Hubera-de Saint

Yenanta, otrzymany po zrzutowaniu na linię pionową CTV=R0 charakterystycznych

R P

o (1.55)

l - 2 v


punktów - dla procesów ciągnienia i walcowania, oraz wykreślenia linii pod kątem ctg a -dla procesów wyciskania.

0 R, Re,, Rys. 1.22. Wykresy wytężeniowe: Pełczyńskiego (po lewej) i Hubera-de Saint-Venanta (po prawej) dla

różnych procesów przeróbki plastycznej, dokonywanej technologiami: ciągnienia, walcowania i wyciskania [70, 100]

Analizując warunki naprężeń i odkształceń w różnych fazach poszczególnych procesów przeróbki plastycznej, można sprecyzować wnioski odnośnie warunków realizacji poszczególnych technologii przeróbki plastycznej, zwłaszcza iż zachodzą one w zmiennych warunkach odkształceniowych, wynikających ze specyfiki tych procesów.

2

Ciągnienie - proces rozpoczyna się, gdy a\ - 0 i ctga = - - j , czyli od dwuosiowego

równomiernego ściskania, czemu odpowiadają promienie 0H6 i RR b kończy zaś, gdy o\ = o p i

ctga = j , czyli jednoosiowym rozciąganiem, czemu odpowiadają promienie OHi i RR]. Wy

znacza to trójkątny obszar 0M tM], w którym zachodzić może beztarciowy proces ciągnienia.

Z wykresu wynika, że ciągnienie zachodzi z dużym niebezpieczeństwem pęknięć rozdziel

czych, wobec obniżania się granicznych punktów Mt wzdłuż linii M]Mi, przy jednoczesnym

podnoszeniu się granicy plastyczności t j p wskutek umacniania się metalu na zimno. Walcowanie - przy walcowaniu szerokich pasm mamy płaski stan odkształcenia, jak dla

procesu ścinania. Na wejściu i na wyjściu z kotliny walcowania, gdy aj = 0 i ctga = —j= , V 3

czyli dwuosiowym nierównomiernym ściskaniem, czemu odpowiadają promienie 0H7 i R R 3 ,


kończy zaś, gdy <5\ « 0 i ctg a > 0,578, czyli trój osiowym nierównomiernym ściskaniem, czemu odpowiadają promienie O M 2 i R R 3 . Wyznacza to trójkątny obszar O M 2 M 2 , w którym

zachodzić może beztarciowy proces walcowania. Z wykresu wynika, że walcowanie zachodzi z o wiele mniejszym niebezpieczeństwem pęknięć rozdzielczych, pomimo obniżania się granicznych punktów M2 wzdłuż linii M 2 M 2 , przy jednocześnie stałej wartości granicy plastyczności ap.

Wyciskanie - proces ten zachodzi przy znacznych wartościach ujemnych naprężeń głównych, przy czym schemat odkształceń przy wyciskaniu współbieżnym jest identyczny z jednoosiowym rozciąganiem, dla którego cos cp = 1,0, a ctg a < -2,16, czyli prosta OH nie przecina prostej R 0 MjMi, a zatem metal ma nieograniczoną wytrzymałość na rozdzielenie. Z kolei przy wyciskaniu przeciwbieżnym schemat odkształceń jest identyczny z jednoosiowym ściskaniem, dla którego cos cp = 0,5, a ctg a < -3,33, czyli prosta OH nie przecina prostej RoMiMj, a zatem panują tu najkorzystniejsze warunki do przeprowadzenia w stan plastyczny metalu, mającego nieograniczoną wytrzymałość na rozdziejenie.

1.7. Mechanizmy odkształcenia plastycznego

Metale poddane działaniu wzrastającego obciążenia, początkowo odkształcają się sprężyście co oznacza, że po odjęciu przyłożonych sił ciało powraca do pierwotnych wymiarów. Odkształcenie sprężyste następuje wskutek przymusowej zmiany odległości między atomami poprzez odchylenie atomów od położenia równowagi.

Przy wzroście sił, gdy naprężenia przez nie wywołane przekroczą wartość granicy plastyczności, metal zaczyna odkształcać się plastycznie. Odkształcenie to jest trwałe i nie zanika po odjęciu sił zewnętrznych. Do mechanizmów wywołujących odkształcenie plastyczne należą (rys. 1.23) [12, 25, 70, 94, 95, 123]: - poślizg dyslokacyjny, - bliźniakowanie, - pełzanie dyslokacyjne, - pełzanie dyfuzyjne,

poślizg po granicach ziaren. Udział poszczególnych mecha

nizmów odkształcenia plastycznego zależy przede wszystkim od temperatury odkształcenia, rodzaju materiału oraz przyłożonego naprężenia. Dla

Temperatura odkształcenia, ° C

-200 0 200 400 600 800 1000 1200 1400

10"1

CD

^ io-2

cu c

110

CD 10"4

CU

.1 10 5

1 10"6

10"7

10"8

-Teoretyczne naprężenie ścinające

foślizg^dyslokacyjny r

-(ewentualne bliźniakowanie)-

_ Zakres odkształceń _ sprężystych

104

103

102

CD CL

10 s „ b CU

1 'l •N 0>

10-1 8-10"2

10"3

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 Temperatura homologiczna, T/Tt

Rys. 1.23 Mapa mechanizmów odkształcenia plastycznego dla czystego żelaza o wielkości ziarna 32 firn [12, 70]


wielu materiałów zostały sporządzone tzw. mapy mechanizmów odkształcenia plastycznego. Rysunek 1.23 przedstawia przykładową mapę mechanizmów odkształcenia dla czystego żelaza wykazującego odmiany alotropowe. Na mapach tych podano zależności przeważającego mechanizmu odkształcenia plastycznego od tzw. temperatury homologicznej tj. stosunku temperatury Tdo temperatury topnienia metalu Tt w skali bezwzględnej, i naprężenia redukowanego, tj. stosunku rzeczywistego naprężenia a do wartości wskaźnika sprężystości postaciowej G.

Poślizg. Podstawowym mechanizmem odkształcenia plastycznego metali jest poślizg (rys. 1.24). Polega on na wzajemnym przemieszczaniu się jednej części kryształu względem drugiej w płaszczyznach poślizgu w wyniku ruchu dyslokacji w kierunku poślizgu. Budowa krystaliczna obu części kryształu pozostaje nie zmieniona. Przemieszczenie się dyslokacji podczas poślizgu odbywa się w określonych systemach poślizgu, to znaczy w płaszczyznach poślizgu {hkl} i kierunkach poślizgu (uvw). Płaszczyznami i kierunkami poślizgu są najczęściej płaszczyzny sieciowe i kierunki o najgęstszym ułożeniu atomów. W przypadku zablokowania poślizgu w tych płaszczyznach, poślizg może zachodzić w płaszczyznach o mniej gęstym ułożeniu atomów.

Poślizg jest podstawowym mechanizmem odkształcenia polikryształów na zimno. Przypadkowa orientacja krystalograficzna ziaren i blokujące działanie granic ziaren, zwłaszcza szerokokąto-wych, decydują o jednoczesnym odkształceniu plastycznym w licznych systemach poślizgu, odkształcenie plastyczne polikryształów rozpoczyna się w ziarnach o systemie poślizgu zorientowanym zgodnie z kierunkiem przyłożenia obciążenia, jeszcze przed osiągnię

ciem makroskopowej granicy plastyczności. Dopiero po osiągnięciu makroskopowej granicy plastyczności, odkształcenie plastyczne następuje we wszystkich ziarnach.

Bliźniakowanie. W przypadku q q q c> q c> q) ^ ą zahamowania poślizgu, zwłaszcza w

metalach o sieciach A2 i A3, mechanizmem odkształcenia plastycznego na zimno o dużym znaczeniu może być bliźniakowanie, polegające na jednorodnym ścinaniu o wektor bliźniako-wania kolejnych warstw atomów w płaszczyznach bliźniakowania (rys. 1.25). Zbliźniaczona część kryształu ulega skręceniu względem części nie-

r» i < ^ o l * u r - • i . i • odkształconej w taki sposób, że ich Rys. 1 .25. Schemat zblizniaczonego kryształu o sieci J r

regularnej ściennie centrowanej Al [12] struktury krystaliczne są symetryczne

Rys. 1.24. Schemat mechanizmu odkształcenia plastycznego metali przez poślizg [12]


osiowo względem płaszczyzny bliźniakowania (stanowią odbicie lustrzane). Pełzanie dyslokacyjne. Mechanizmem odkształcenia plastycznego o dużym znaczeniu

dla plastycznej przeróbki metali w podwyższonych temperaturach jest pełzanie dyslokacyjne. W procesie tym w ślad za odkształceniem plastycznym na gorąco przebiegają dynamiczne procesy aktywowane cieplnie, usuwające częściowo lub niemal całkowicie skutki umocnienia zgniotowego, tj.: zdrowienie dynamiczne i rekrystalizacja dynamiczna.

Odkształcenie plastyczne metali na gorąco jest zapoczątkowane, podobnie jak na zimno, przez poślizg dyslokacji w licznych systemach poślizgu. W ślad za poślizgiem przebiegają intensywnie zjawiska aktywowane cieplnie tj. wspinanie dyslokacji i poślizg poprzeczny. Poślizg poprzeczny polega na zmianie płaszczyzny poślizgu przez dyslokacje śrubowe, pod działaniem dostatecznie dużych naprężeń. Poślizgu poprzecznego mogą doznawać tylko dyslokacje śrubowe wtedy, gdy płaszczyzny poślizgu pierwotnego i porzecznego mają wspólny kierunek poślizgu.

Pełzanie dyfuzyjne. Pełzanie dyfuzyjne i poślizg po granicach ziaren jako mechanizmy odkształcenia plastycznego metali nie są zwykle wykorzystywany podczas przeróbki plastycznej. Występują one natomiast jako niekontrolowane i nie pożądane procesy niszczenia metali, decydujące np. o pełzaniu metali. Wyjątek stanowi tzw. odkształcenie nadplastyczne - wykorzystywane w niektórych przypadkach nawet na skale przemysłową. Przebiega ono w wysokich temperaturach, z bardzo małymi szybkościami odkształcenia, a stopień odkształcenia sięga kilkuset procent.

Pełzanie dyfuzyjne zachodzi w temperaturze homologicznej wyższej od 0,6Tt w warunkach niehydrostatycznego stanu naprężenia Wówczas wskutek oddziaływania składowej normalnej naprężeń występują lokalne różnice potencjału chemicznego wakansów wyrównujące się podczas pełzania dyfuzyjnego. Przepływ wakansów odpowiada dyfuzyjnemu przepływowi masy w odwrotnym kierunku i w rezultacie prowadzi do odkształcenia ziaren przez wydłużenie ich w kierunku rozciągania.

Poślizg po granicach ziarn. Poślizgu po granicach ziaren nie ujęto na mapie mechanizmów odkształcenia plastycznego ze względu na jego ograniczone znaczenie. Poślizg po granicach ziaren polega na przesuwaniu się i obrotach ziaren wzdłuż ich granic szerokokątowych. Poślizg po granicach ziaren w pol i kryształach odkształcanych plastycznie na gorąco jest wyłącznie skutkiem ruchu wzdłuż granic ziaren dyslokacji granic ziaren lub dyslokacji sieciowych.

1.8. Warunki utraty stateczności materiału

Z chwilą osiągnięcia warunków plastyczności materiał wyżarzony zaczyna odkształcać się plastycznie, a zasięg odkształceń plastycznych, z punktu widzenia możliwości wykorzystania go w procesach przeróbki plastycznej, jest ograniczony. Po okresie jednorodnego odkształcania plastycznego, pojawiają się obszary, w których odkształcenia uzyskują większe wartości od wartości średnich. W miarę postępującego odkształcenia taka lokalizacja odkształceń coraz bardziej pogłębia się i wreszcie - po utracie stateczności materiału, dochodzi do utraty spójności, czyli powstania złomu.


Rodzaj materiału i warunki odkształcenia decydują o kolejności występowania tych zjawisk podczas procesu odkształcania plastycznego, zwykle najpierw pojawiają się warunki utraty stateczności, można jednak tak dobrać własności materiału i warunki odkształcania, że powstania złomu nie poprzedza utrata stateczności.

Aby dokładniej zanalizować warunki wywołujące lokalizację odkształceń, rozpatrzmy przebieg odkształcania plastycznego próbek walcowych, poddanych jednoosiowemu rozciąganiu, ściskaniu oraz skręcaniu. Geometryczną konsekwencją takiego miejscowego wzrostu odkształceń poszczególnych próbek jest (rys. 1.26):

miejscowe przewężenie próbki rozciąganej, - miejscowe spęczenie próbki ściskanej,

c)

Rys. 1.26. Miejscowy wzrost odkształceń próbek cylindrycznych poddanych: jednoosiowemu: rozciąganiu (a) lub ściskaniu (b) oraz dwuosiowemu skręcaniu (c) [17]

- miejscowe zwiększenie kąta nachylenia linii śrubowej próbki skręcanej. Takie miejscowe zmiany od

kształcenia mogą być wywołane poprzez jednoczesne zmiany pola przekroju poprzecznego i naprężenia uplastyczniającego w przekroju najbardziej podatnym na zajście takich zmian.

Pole przekroju poprzecznego próbki zmniejsza się podczas rozciągania, zwiększa podczas ściskania, bądź pozostaje niezmienione podczas skręcania.

Naprężenie uplastyczniające może zwiększyć się wskutek np. umocnienia odkształceniowego oraz czułości na prędkość odkształcenia,

lub zmniejszyć - w wyniku lokalnego wzrostu temperatury (spowodowanego wydzieleniem się ciepła wskutek odkształcenia), likwidacji skutków uprzedniego umocnienia oraz powstania, wzrostu i łączenia szczelin lub porów.

Panujące w procesie plastycznego odkształcenia warunki naprężenia mogą prowadzić do samoczynnego wyrównywania odkształceń w całym obszarze materiału (obszar A) lub do koncentracji odkształceń w dowolnym przekroju (obszar B), w którym metal podatny jest do utraty stateczności, wskutek czego powstająca niejednorodność odkształceń będzie się pogłębiała, co doprowadzi najpierw do utraty stateczności w tym przekroju, a później do utraty spójności. Podczas ściskania utrata stateczności na ogół nie występuje, a ponadto są dogodniejsze warunki do ujednorodnienia odkształceń. Przy rozciąganiu utrata stateczności objawia się tzw. przewężeniem próbki, co sprzyja niejednorodności odkształceń. Natomiast w próbie skręcania, wobec stałości pola przekroju poprzecznego, o lokalizacji odkształceń decyduje jedynie stosunek naprężenia uplastyczniającego w obszarach A i B.


1.9. Zniszczenie materiału - złom i przełom

W poszczególnych punktach obciążonego materiału, w których panuje stan naprężenia, wynikający ze schematu obciążenia, pojawiają się submikroskopowej wielkości tzw. zarodki lub zalążki naruszenia spójności. Zalążek powstaje na ogół z kilku węzłów atomowych, które nie są obsadzone atomami. Zalążki te pojawiają się w sposób nieprzerwany, w różnych miejscach obciążonego elementu. Część z nich zanika, część trwale zachowuje się. W wyniku wzrostu submikroskopowe zalążki przekształcają się w mikroszczelinki o wielkości wyrażonej w tysiącach angstremów. W sąsiedztwie zalążków i mikroszczelinek pojawia się największa koncentracja naprężeń. Przy sprzyjających warunkach, a mianowicie przy odpowiednim schemacie naprężeń i dużej ich koncentracji, mikroszczelinki przeobrażają się w makroszczeliny, a te - przy dalszym wzroście naprężeń przekraczających siły spójności, doprowadzają do złomu. Elementarnym aktem plastycznego odkształcenia jest przemieszczanie się atomów z jednych miejsc stałej równowagi w inne, co łączy się z naruszeniem więzi między atomowych. Gdy w wyniku naruszenia więzi pojawiają się wakansy, wówczas wokół nich występuje określona koncentracja naprężeń i prawdopodobieństwo przekształcenia się wakansów w zalążki mikroszczelinek.

Odkształcanie plastyczne związane jest z nieprzerwanym tworzeniem się i zaleczaniem zalążków naruszenia spójności. Końcowy wynik obu tych przeciwstawnych procesów zależny jest od wzajemnych prędkości ich przebiegu. Jeśli prędkość zaleczania jest większa od prędkości tworzenia się zarodków, to metal nie ulega zniszczeniu nawet przy dowolnych odkształceniach. Z tym zjawiskiem spotykamy się przy odkształceniu ciała, które wykazuje idealną plastyczność. Jeśli jednak prędkość tworzenia się i rozwijania zarodków jest dużo większa od prędkości zaleczania, to zarodki rozwijaj Są się bardzo szybko i plastyczne odkształcenie nie zdąży się rozwinąć, w wyniku czego nastąpi złom bez oznak plastycznego odkształcenia. Gdy złom powstanie przy małych odkształceniach sprężystych, wówczas mamy do czynienia z materiałem kruchym, gdy przy dużych - z ciałem sprężystym.

Proces tworzenia zalążków oraz zniszczenia metalu zależy od schematu stanu naprężenia wytworzonego w obszarze naruszenia spójności oraz od wielkości naprężeń i stopnia ich koncentracji w pobliżu tego obszaru. Zależy ponadto od charakteru naruszenia więzi między atomowej i warunków jej odbudowy. Schemat naprężenia w obszarze naruszenia spójności powinien być taki sam jak i schemat układu sił, które obciążają dany element. Jednakże, jeśli w pobliżu obszaru, w którym pojawia się zalążek naruszenia sił spójności, a w konsekwencji złom, struktura metalu wykazywać będzie niejednorodność, to pojawią się naprężenia, które w sposób istotny mogą zmienić pierwotny jego schemat, wynikający z działania sił zewnętrznych, obciążających dany element.

Podobny wpływ na stan naprężeń wywiera anizotropia własności mechanicznych metalu, jak również kształt submikroskopowej szczelinki. Wymienione przyczyny mogą również spowodować to, że przy schemacie odpowiadającym trójosiowemu ściskaniu w okolicy zalążka wystąpi stan naprężenia odpowiadający trójosiowemu rozciąganiu. Powyższy wpływ niejednorodnej struktury, anizotropii i kształtu zalążka na zmianę stanu naprężenia w pobliżu zalążka


złomu pozwala zrozumieć, dlaczego powstają szczeliny z wyraźnymi oznakami złomu kruchego, a nie plastycznego (poślizgowego) w metalach poddanych trój osiowemu ściskaniu. Przy bardzo dużej prędkości tworzenia zalążków i bardzo małej prędkości zaleczania prędkość naruszenia spójności będzie bardzo duża. W tym przypadku powstanie podczas obciążenia przełom bez śladów odkształcenia plastycznego. Może zaistnieć przypadek odwrotny, tzn. przy dużej prędkości zaleczania i małej prędkości tworzenia zalążków prędkość naruszenia spójności będzie dążyć do zera - w przypadku tym plastyczność wzrasta nieograniczenie [70, 94, 95].

Wpływ stanu naprężenia na odkształcalność można ocenić, wyrażając graniczne odkształcenie w funkcji charakterystycznego dla danego procesu tzw. wskaźnika stanu odkształcenia. Według hipotezy Kołmogorowa [45], w której wskaźnik stanu naprężenia k zdefiniowano jako stosunek naprężenia średniego a m do intensywności naprężeń stycznych xx wzorem

a wielkość odkształcenia postaciowego A i z dla procesów monotonicznych wyznacza się zależnością, ujmującą intensywność odkształcenia £j

Tak zbudowany wykres (rys. 1.27) pozwala na określenie (w danym stanie naprężenia pojawiającym się w metalu podczas jego przeróbki plastycznej) stopnia odkształcenia, dla którego nie nastąpi jeszcze złom metalu.

(1.57)

A i z - V3si (1.58)

G 2 = a 1 > a 2 > a 3 2 IZ

PRÓBA ROZCIĄGANIA HYDROSTATYCZNEGO

PRÓBA SKRĘCANIA

| ROZCIĄGANIE PRÓBEK . Z KARBEM

- 0 3 3 0 + 0.33 k

Rys. 1.27. Zależność granicznego odkształcenia postaciowego A 1 Z od wskaźnika stanu naprężenia k i jego wpływ na odkształcalność materiałów w różnych procesach przeróbki plastycznej [45]


W celu wyznaczenia krzywych odkształcalności granicznej przeprowadza się takie próby, aby poszczególne eksperymenty różniły się wartościami wskaźnika stanu naprężenia i obejmowały możliwie szeroki zakres, odpowiadający wartościom tego wskaźnika w technologicznych procesach przeróbki plastycznej.

Rozdzielenia materiału można dokonać dwoma, zasadniczo różnymi sposobami: 1) przez zerwanie wiązań atomowych, czyli pękanie, a więc przez naruszenie jego spójności,

oraz 2) na drodze odkształceń plastycznych bez naruszenia jego spójności.

Tak więc drugą granicą pozostawania metalu w stanie plastycznym jest warunek zachowania jego spójności do osiągnięcia tzw. granicy wytrzymałości rozdzielczej metalu, po przekroczeniu której nastąpi zniszczenie metalu (rys. 1.28), czyli:

- złom kruchy - zachodzi po grani-a) b) c) cach ziarn w płaszczyźnie prosto-

<?i padłej lub nachylonej do kierunku naprężeń normalnych, z bardzo dużą prędkością odkształcenia, tylko w zakresie odkształceń sprężystych; złom rozdzielczy (poślizgowo-kruchy) - zachodzi w płaszczyźnie prostopadłej do kierunku największego z naprężeń głównych, będąc kombinacją dwóch innych złomów, tj. początkowo wystąpi odkształcenie plastyczne i równocześnie rozwinie się umocnienie wskutek czego odkształcenie powoduje wzrost obciążenia, ale gdy naprężenie przekroczy wartość spójności w płaszczyznach złomu kruchego to nastąpi złom rozdzielczy; złom poślizgowy - zachodzi w płaszczyźnie największych naprężeń stycznych, z małą prędkością odkształcenia przez pokonanie sił spójności w płaszczyznach poślizgów, poprzez ziarna, ale w zakresie odkształceń plastycznych.

Powierzchnia złomu - nazywana przełomem, powstaje w wyniku specyficznych dla danego materiału czynników i naprężeń. Obserwacje przełomów pozwoliły stwierdzić, że istnieją trzy różne mechanizmy rozwoju i łączenia się szczelin czy defektów:

z ł o m y r o z d z i e l c z e

0 3 f

Rys. 1.28. z ł o m y p o ś l i z g o w e

Przebieg płaszczyzn złomu rozdzielczego i poślizgowego przy różnych sposobach obciążenia: a - jednoosiowe rozciąganie; b - jednoosiowe ściskanie; c - skręcanie [17]


1) łupanie, przy którym następuje kolejne odsuwanie się od siebie atomów, leżących w dwu sąsiednich płaszczyznach;

2) pękanie wzdłuż granic ziarn; 3) przewężanie, polegające na stopniowym powiększaniu się szczelin lub porów wskutek

odkształceń plastycznych otaczającego je materiału, co prowadzi do powstawania wielu miejscowych przewężeń.

Łupanie lub pękanie wzdłuż granic ziarn może przebiegać przy bardzo niewielkich odkształceniach trwałych, a złom ten nosi nazwę złomu kruchego. Mechanizm plastycznego przewężania, tj. powiększania się i łączenia szczelin lub porów, wymaga dużych odkształceń, a złom ten nosi nazwę złomu plastycznego.

Wygląd przełomów jest więc następujący: - przełom poślizgowy - jest gładki, na powierzchni nie można zauważyć budowy ziarnistej,

gdyż odkształcenia plastyczne - występujące w płaszczyźnie ścięcia, są tak silne, że ziarna przy złomie zostają bardzo zniekształcone, a ich obraz silnie zatarty;

- przełom kruchy i rozdzielczy - oba charakteryzują się powierzchnią szorstką, odróżnienie przełomu kruchego od rozdzielczego nie nastręcza trudności, gdyż złom rozdzielczy poprzedzają niewielkie odkształcenia plastyczne, a zatem ziarna są nieco zniekształcone, natomiast złom kruchy powstaje w obszarze naprężeń sprężystych, a więc przełom jest szorstki i ziarna są dobrze widoczne.

1.10. Procesy przeróbki plastycznej

Kształtowanie plastyczne jest procesem prowadzonym dla osiągnięcia założonego kształtu i wymiarów pasma, zachodzącym pod wpływem przyłożenia zewnętrznych sił odkształcających, wywołujących w metalu określone naprężenia, powodujące przejście metalu w stan plastyczny, jednakże bez zmiany jego gęstości i naruszenia spójności.

Wykonywanie przedmiotów metodami przeróbki (obróbki) plastycznej pozwala nadać im nie tylko odpowiedni i pożądany kształt, ale również wpływać na ich własności użytkowe, które zależą nie tylko od rodzaju przerabianego tworzywa, ale również od technologii i warunków Teologicznych prowadzonego procesu p las tycznego kształtowania, jak i od zabiegów cieplno-plastycznych prowadzonych podczas tego procesu oraz bezpośrednio po nim, bądź na wykańcżalni wyrobów gotowych.

Według rodzaju maszyn do przeróbki plastycznej, ich budowy i kinematyki w węzłach mechanicznych oraz kształtu narzędzi roboczych, bezpośrednio wykonujących operację odkształcenia plastycznego, rozróżnia się cztery główne grupy technologicznych procesów przeróbki plastycznej [11,15, 17, 26, 30, 40, 49, 56, 92, 130].

WALCOWANIE polega na zgniataniu materiału przeznaczonego do obróbki pomiędzy obracającymi się walcami lub przesuwającymi się szczękami. Istotą procesu walcowania jest charakterystyczny ruch metalu w kotlinie odkształcenia, wywołany przez aktywne siły tarcia, przekazywane od napędzanego walca lub szczęki. Podstawową maszyną do walcowania jest walcarka.


W zależności od kinematyki ruchu narzędzi roboczych i płynięcia metalu w kotlinie odkształcenia rozróżnia się następujące odmiany procesu: - walcowanie wzdłużne (na gorąco lub na zimno), w którym kierunek płynięcia metalu jest

zgodny z kierunkiem wektora obwodowej prędkości walców, których osie są wzajemnie równoległe, a ich kierunek obrotu jest wzajemnie przeciwny (rys. 6.4);

- walcowanie poprzeczne (na gorąco lub na zimno), w którym metal wykonuje ruch obrotowy, a kierunek jego płynięcia jest prostopadły do kierunku wektora obwodowej prędkości walców, których osie leżą w jednej płaszczyźnie i mają zgodny kierunek obrotów, przy czym zgniatanie realizuje się poprzez zmienną okresowo średnicę beczki, obracających się walców roboczych, tworzących zmienny wykrój, albo poprzez przemieszczanie się metalu w kierunku szczeliny pomiędzy walcami roboczymi;

- walcowanie skośne (na gorąco), w którym wskutek specyficznego kalibrowania beczek walców, wykazujących zgodny kierunek obrotów, jednakże nachylonych, zarówno w płaszczyźnie pionowej (pod kątem zukosowania, przeciwnym dla obu walców), jak i w płaszczyźnie poziomej (pod kątem rozwalcowania, przeciwnym dla obu walców), powstają osiowe składowe aktywnych sił tarcia (rys.7.7), wciągające metal w strefę odkształcenia, wskutek czego pasmo jednocześnie wykonuje ruch postępowy - w kierunku osiowym, i obrotowy - w kierunku obwodowym, wskutek czego zachodzi gniot poprzeczny pasma, ale na drodze zbliżonej do kształtu śrubowego (widocznego na powierzchni zewnętrznej tulei rurowej).

KUCIE, będące metodą plastycznego kształtowania metalu na gorąco, zachodzącego pod uderzeniem lub naciskiem narzędzia roboczego. Ze względu na charakter ruchu roboczego narzędzia odkształcającego, wywołującego określony charakter płynięcia metalu, maszyny kuźnicze dzieli się na: młoty, prasy i walcarki kuźnicze.

Z uwagi na rodzaj ruchu postępowego, wykonywanego przez narzędzie robocze, wyróżnia się: - młotowanie, w którym kształtowanie plastyczne ma charakter dynamiczny - dzięki energii

zmagazynowanej w bijaku młota, przy czym elementem bezpośrednio uderzającym w metal jest kowadło lub matryca;

- prasowanie, w którym kształtowanie zachodzi statycznie pod naciskiem stempla prasy, do którego zamontowano kowadło lub matrycę.

Ze względu na kształt narzędzi roboczych i związane z tym ograniczenie swobody płynięcia metalu w obszarze odkształcenia procesy kucia dzieli się na: - kucie swobodne, w którym metal kształtuje się między równoległymi kowadłami - pła

skimi lub kształtowymi, nie odpowiadającymi założonemu kształtowi kutego wyrobu, lecz częściowo ograniczającymi jego swobodne płynięcie w kierunku prostopadłym do kierunku ruchu narzędzia roboczego (rys. 8.1);

- kucie matrycowe, w którym metal kształtuje się między matrycami (otwartymi lub zamkniętymi) o wykrojach, odpowiadających kształtowanej przedkuwce lub odkuwce, jednakże całkowicie ograniczających jego płynięcie poprzeczne, które ma dodatkowo zapewnić jego pełne i prawidłowe wypełnienie (rys. 9.1);


- wyciskanie, w którym kształtowanie polega na wypływie metalu - poddanego ściskaniu w zamkniętej przestrzeni pojemnika, będącego pod działaniem stempla roboczego, przez oczko matrycy, o kształcie ściśle odpowiadającym przekrojowi poprzecznemu wyrobu (rys. 10.3). Ze względu na kierunek płynięcia metalu względem ruchu stempla rozróżnia się: wyciskanie współbieżne (ruch zgodny) lub wyciskanie przeciwbieżne (ruch przeciwny).

CIĄGNIENIE, będące metodą plastycznego kształtowania metalu (na ogół na zimno), w którym odkształcenie plastyczne następuje w wyniku działania osiowej siły ciągnącej, wywieranej przez ciągarkę, i obwodowych sił ściskających, wywieranych przez ciągadło, o kształcie oczka, odpowiadającego profilowi wytwarzanego wyrobu (rys. 11.1): pełnego lub z otworem. Ruch postępowy mechanizmu ciągnącego jest zgodny z ruchem odkształcanego metalu.

Maszyną do ciągnienia jest ciągarka, składająca się z ciągadła oraz mechanizmu ciągnącego, o różnej konstrukcji.

W przypadku ciągnienia rur (rys. 11.9) wewnętrznym narzędziem odkształcającym może być korek lub trzpień, dodatkowo wywierający wpływ na zmianę średnicy wewnętrznej. W związku z czym rozróżnia się następujące technologie ciągnienia rur: - ciągnienie swobodne (na pusto); - ciągnienie na korku (pływającym lub stałym); - ciągnienie na trzpieniu (długim).

TŁOCZENIE, obejmuje sposoby przeróbki plastycznej blach, taśm i folii (głównie na zimno), polegające na kształtowaniu ich w przestrzenne wyroby typu: powłok blaszanych, kształtowników giętych - otwartych lub ze szwem, i innych (rys. 12.12). Przy projektowaniu tego typu kształtowania plastycznego należy znać zarówno tłoczność, jak i własności sprężyste blach.

Tłoczenie obejmuje szeroką gamę zabiegów i czynności tłoczenia w zakresie procesów technologicznych, różniących się sposobem działania sił, rodzajem zmiany kształtu oraz stosowanymi urządzeniami i narzędziami. Jest to technologia szczególnie szybko rozwijająca się w świecie i wykazująca znaczny postęp technologiczny.

METODY BADAWCZE METALI PRZED I PO ODKSZTAŁCENIU PLASTYCZNYM. Aby zaprojektować racjonalnie parametry technologiczne procesu plastycznego kształtowania konieczne jest określenie m.in. właściwości mechanicznych metalu w danych warunkach odkształceniowych. Określa się je najczęściej w metodach rozciągania (rozdz. 2), ściskania (rozdz. 3) lub skręcania (rozdz. 4). Jednakże z uwagi na to, iż wskaźniki własności mechanicznych czy odkształcalności metalu uzyskuje się w próbie jednoosiowej, a procesy plastycznego kształtowania charakteryzują się przestrzennym stanem mechanicznym, należy je odpowiednio skorygować.

Z kolei po wykonaniu odkształcenia plastycznego technologią danego procesu przeróbki plastycznej konieczne jest wykonanie szeregu prób technologicznych (rozdz. 13), charakterystycznych dla danego procesu, pozwalających na zdefiniowanie wskaźników jakości wyrobu, wytworzonego drogą przeróbki plastycznej na gorąco lub na zimno.

2. Statyczna próba rozciągania 61

2. STATYCZNA PRÓBA ROZCIĄGANIA

2.1. Wprowadzenie

Podstawową próbą w badaniach materiałów, a zwłaszcza metali jest statyczna próba rozciągania. Wyznaczone w próbie własności mechaniczne umożliwiają odbiór techniczny metali i stopów, pozwalają na porównanie i klasyfikację według przewidywanych zastosowań oraz ocenę skuteczności przeprowadzonych procesów technologicznych. Wyniki badań własności mechanicznych są wykorzystywane również przez konstruktorów w procesie projektowania elementów konstrukcyjnych. Zaletą tej próby jest między innymi to, że w prosty sposób pozwala określić szereg parametrów, które dzięki stosowaniu próbek znormalizowanych, można porównywać. Próbę wykorzystuje się również do badania własności mechanicznych i reakcji na obciążenie gotowych elementów konstrukcyjnych takich jak liny, druty, łańcuchy czy elementy złączne.

Próba polega na wolnym rozciąganiu próbki materiału na maszynie wytrzymałościowej, na ogół aż do rozerwania. Prędkość rozciągania, w zależności od rodzaju materiału i wyznaczanych własności, powinna być taka, by szybkość przyrostu naprężenia w\ czasie próby rozciągania mieściła się w granicach podanych w tabeli 2.1. \ •

Tabela 2.1. Szybkość przyrostu naprężenia w czasie próby rozciągania [81]

Moduł sprężystości materiału, N/mm 2 -s ' !

Szybkość przyrostu na prężenia, N/mrn^s" 1 Moduł sprężystości materiału, N/mm 2 -s ' ! min max < 150 000 2 10 > 150 000 6 30 !

Jeżeli nie ustalono inaczej próbę należy prowadzić w temperaturze otoczenia od 10°C do 35°C. Przy zaostrzonych wymaganiach próbę przeprowadza się w temperaturze 23±5°C. Próbki powinny być zamocowane w odpowiednich uchwytach tak aby zapewnić osiowe działanie siły. Szczegółowe wytyczne dotyczące przeprowadzania próby rozciągania podaje norma PN-EN 10002-1+AC1:1998 [81].

2,2. Próbki do badań

Kształt i wymiary próbek zależą od kształtu i wymiarów wyrobów metalowych, których własności mają być określone. Próbkę zwykle wykonuje się z wyrobu lub półwyrobu poprzez obróbkę mechaniczną, prasowanie albo odlewanie. Wyroby o niezmiennym przekroju poprzecznym (profile, pręty, druty itp.) jak i próbki odlane (np. z żeliwa i metali nieżelaznych) mogą być badane bez obróbki mechanicznej. Przekrój poprzeczny próbki powinien być okrą-


GŁY, KWADRATOWY, PROSTOKĄTNY LUB PIERŚCIENIOWY. W SZCZEGÓLNYCH PRZYPADKACH DOPUSZCZALNY JEST JEDNAK INNY KSZTAŁT PRZEKROJU POPRZECZNEGO.

PRÓBKI DLA KTÓRYCH POCZĄTKOWA DŁUGOŚĆ POMIAROWA LQ JEST ZWIĄZANA Z POCZĄTKOWĄ POWIERZCHNIĄ PRZEKROJU POPRZECZNEGO Ą I OBLICZONA NA PODSTAWIE RÓWNANIA L0=KVS7 (2.1) OKREŚLA SIĘ JAKO PROPORCJONALNE. PRZYJĘTO, ŻE MIĘDZYNARODOWA WARTOŚĆ K WYNOSI 5,65. JEŻELI POCZĄTKOWA DŁUGOŚĆ POMIAROWA PRZY WSPÓŁCZYNNIKU K = 5,65 JEST MNIEJSZA NIŻ 20 MM, TO NALEŻY ZASTOSOWAĆ WIĘKSZY WSPÓŁCZYNNIK (ZALECANE JEST K = 11,3) LUB PRÓBKI NIEPROPORCJONALNE. STOSUJĄC PRÓBKI NIEPROPORCJONALNE, ICH POCZĄTKOWĄ DŁUGOŚĆ POMIAROWĄ (L0) WYBIERA SIĘ NIEZALEŻNIE OD POCZĄTKOWEJ POWIERZCHNI POLA PRZEKROJU (S0).

JEŻELI PRZEKROJE POPRZECZNE PRÓBEK ZMIENIAJĄ SIĘ, POWINNY ONE MIEĆ ŁAGODNE PRZEJŚCIA MIĘDZY DŁUGOŚCIĄ ROBOCZĄ, A GŁÓWKAMI. KSZTAŁT GŁÓWEK PRÓBKI MOŻE BYĆ DOWOLNY, ODPOWIEDNIO PRZYSTOSOWANY DO UCHWYTÓW MASZYNY WYTRZYMAŁOŚCIOWEJ (SZCZĘKOWYCH BĄDŹ PIERŚCIENIOWYCH). RYSUNEK 2.1 PRZEDSTAWIA TYPOWĄ PRÓBKĘ O PRZEKROJU OKRĄGŁYM, STOSOWANĄ W PRÓBIE ROZCIĄGANIA.

S 0 Główka próbki

Rys. 2.1. Próbka o przekroju okrągłym z główkami do uchwytów szczękowych [81 ]

PRÓBKI Z RÓŻNYCH MATERIAŁÓW POWINNY BYĆ POBRANE I WYKONANE ZGODNIE Z WYMAGANIAMI ODPOWIEDNICH NORM [81, 85]. NORMY TE PODAJĄ RÓWNIEŻ ZALECANE WYMIARY I TOLERANCJE WYMIAROWE PRÓBEK.

2,3. WYKRES ROZCIĄGANIA - PUNKTY CHARAKTERYSTYCZNE

W CZASIE PRÓBY ROZCIĄGANIA DOKONUJE SIĘ REJESTRACJI SIŁY ORAZ WYDŁUŻENIA PRÓBKI. W PRAKTYCE WYKONUJE SIĘ TO POPRZEZ WYKREŚLENIE KRZYWOLINIOWEJ ZALEŻNOŚCI W UKŁADZIE WSPÓŁRZĘDNYCH SIŁA F - WYDŁUŻENIE AL (RYS. 2.2).

SPOŚRÓD WŁASNOŚCI MECHANICZNYCH WYODRĘBNIĆ MOŻNA DWIE GRUPY. PIERWSZA, TO WŁASNOŚCI WYTRZYMAŁOŚCIOWE BĘDĄCE REAKCJĄ MATERIAŁU NA PRZYŁOŻONĄ SIŁĘ, KTÓRYCH MIERNIKIEM JEST NAPRĘŻENIE. DRUGA GRUPA TO WŁASNOŚCI PLASTYCZNE OKREŚLANE W OPARCIU O ZMIANĘ WYMIARÓW ODKSZTAŁCANEJ PRÓBKI.

NA PODSTAWIE PUNKTÓW CHARAKTERYSTYCZNYCH WYKRESU ROZCIĄGANIA ORAZ STOSOWNYCH POMIARÓW PRÓBKI PRZED I PO PRÓBIE ROZCIĄGANIA, ZGODNIE Z NORMĄ DOKONUJE SIĘ WYZNACZENIA WŁASNOŚCI MECHANICZNYCH (WYTRZYMAŁOŚCIOWYCH I PLASTYCZNYCH) BADANEGO MATERIAŁU [81]:


a) b)

F . N F, N

F M

F U

A L A L

Rys. 2.2. Wykresy rozciągania stali z wyraźną granicą plastyczności (a) i bez wyraźnej granicy plastyczności (b) [60]

Własności wytrzymałościowe: a) Górna granica plastyczności R E H jest to wartość naprężenia w momencie, kiedy następuje pierwszy spadek siły

*0

b) Dolna granica plastyczności R E L jest to najmniejsze naprężenie podczas płynięcia, z pominięciem ewentualnego efektu przejściowego

Górną i dolną granicę plastyczności można wyznaczyć tylko wtedy, gdy na wykresie rozciągania wystąpi wyraźna granica plastyczności czyli wyraźny wzrost wydłużenia próbki przy ustalonej lub nieco zmniejszonej sile rozciągania. Wyraźna granica plastyczności występuje w czasie rozciągania próbek ze stali niskowęglowych oraz niektórych stopów. Jedną z teorii tłumaczących to zjawisko jest hipoteza Cottrella. Jak wiadomo poślizg w kryształach metali nie może być rozpatrywany jako sztywne wzajemne przemieszczenie się płaszczyzn atomowych w sieci idealnej. Przebieg odkształcenia tłumaczyć można ruchem dyslokacji, a zjawisko powstawania wyraźnej granicy plastyczności związane jest z oddziaływaniem atmosfer Cottrella atomów międzywęzłowych (C, N) z poruszającymi się dyslokacjami. W chwili gdy dyslokacje zostają zablokowane ustaje płynięcie metalu a naprężenie rośnie. Wzrost naprężenia powoduje odblokowanie dyslokacji oraz równoczesne wzbudzenie nowych dyslokacji (źródła Franka-Reada), co umożliwia dalsze płynięcie metalu do momentu ponownego zablokowania dyslokacji.

Do wystąpienia wyraźnej granicy plastyczności wystarcza bardzo mała koncentracja atomów domieszek (ok. 0,001%). Całkowite usunięcie węgla i azotu likwiduje wyraźną grani-

(2.2)

(2.3)


cę plastyczności. Również przesycanie stali lub wprowadzanie dodatków wiążących atomy C i N w trwałe związki zapobiega występowaniu tego zjawiska. Odkształcenie na zimno materiału powoduje, że wyraźna granica plastyczności nie występuje w czasie próby rozciągania. Wynika to z tego, że podczas poprzedzającego próbę odkształcenia, dyslokacje zostają uwolnione od blokujących je atmosfer atomów obcych. Odłożenie materiału na dłuższy czas spowoduje sa-modyfuzję atomów za dyslokacjami i ponowne pojawienie się wyraźnej granicy plastyczności (starzenie po zgniocie). Należy pamiętać, że występowanie wyraźnej granicy plastyczności nie jest korzystne, zwłaszcza w blachach do głębokiego tłoczenia. Podczas płynięcia metalu na powierzchni próbki pojawiają się charakterystyczne prążki (zwane pasmami Ludersa-Czernowa) nachylone w przybliżeniu pod kątem 45° do kierunku rozciągania, c) Naprężenie graniczne przy przyroście nieproporcjonalnym Rp jest to naprężenie określone przy przyroście nieproporcjonalnym, równym umownemu procentowi długości pomiarowej ekstensometru (Le) (rys. 2.3). Symbol wielkości uzupełnia się wskaźnikiem określającym umowny procent przyrostu długości pomiarowej ekstensometru, na przykład R P 0,2

R p0,2 r p 0 , 2 (2.4)

Wielkość R P 0 ,2 określa się w przypadku braku cech wyraźnej granicy plastyczności. Może ona służyć jako kryterium porównawcze do praktycznej oceny materiału. Dotychczas w nomenklaturze krajowej określano Rpo,2, czyli naprężenie które wywołuje trwałe odkształcenie równe 0,2%, terminem „umowna granica plastyczności Rn "- Z wielu względów używanie w niniejszym opracowaniu tej właśnie nazwy wydaje się być słuszne.

W praktyce umowną granicę plastyczności (naprężenie graniczne przy przyroście nieproporcjonalnym) wyznacza się z wykresu rozciągania sposobem graficznym, którego schemat przedstawia

rysunek 2.3. Próbę rozciągania, w celu wyznaczenia tej wielkości, prowadzi się z wykorzystaniem ekstensometru - urządzenia do pomiaru zmiany wymiarów liniowych, d) Wytrzymałość na rozciąganie R m jest to naprężenie odpowiadające największej sile F m

przyrost nieproporcjonalny

Rys. 2.3. Naprężenie graniczne przy przyroście nieproporcjonalnym Rp [81]

(2.5)

Wytrzymałość na rozciąganie jest podstawową wielkością opisującą własności wytrzymałościowe materiałów.


e) Naprężenie rozrywające Ru jest to wartość naprężenia w momencie gdy próbka pęka, odniesiona do najmniejszego pola przekroju próbki po rozerwaniu^

R U = J L (2-6)

Jednostką własności wytrzymałościowych, zgodną z układem SI oraz Polską Normą jest stosowany powyżej: N/mm2. W praktyce inżynierskiej, zarówno projektanci materiałów, jak i konstruktorzy - mechanicy, używają jednostki pochodnej, którą jest MPa = N/mm2.

Własności plastyczne: a) Wydłużenie procentowe po rozerwaniu A jest to trwałe wydłużenie długości pomiarowej po rozerwaniu (Lu - L0), wyrażone w procentach początkowej długości pomiarowej L0

A =

L u - L 0 1 Q Q ( 2 ? )

L o

W przypadku próbek proporcjonalnych, dla których początkowa długość pomiarowa nie równa się 5,65 /So~, gdzie S 0 jest początkową powierzchnią przekroju poprzecznego na długości roboczej, oznaczenie A należy uzupełnić indeksem, który jest współczynnikiem proporcjonalności, np.: Aj 13 - wydłużenie procentowe po rozerwaniu, przy początkowej długości pomiarowej odpowiadającej 1 1,3 /SQ~ . W przypadku próbek nieproporcjonalnych oznaczenie

A należy uzupełnić indeksem, który jest początkową długością pomiarową, wyrażoną w milimetrach, np.: A 8 0 m m - wydłużenie procentowe przy początkowej długości pomiarowej równej 80 mm. b) Przewężenie procentowe przekroju Z jest to największa zmiana powierzchni przekroju poprzecznego, która następuje podczas próby (S0 - Su), wyrażona w procentach początkowej powierzchni przekroju poprzecznego S 0

Z = S Q ~ S U 100 (2.8) s o

Początkowe fragmenty krzywych uzyskanych w wyniku prób rozciągania odzwierciedlają różne zachowanie dla różnych materiałów. Dla wielu materiałów inżynierskich, a zwłaszcza metali, prostoliniowe odcinki wykresu rozciągania odpowiadają odkształceniom sprężystym. Umożliwia to wyznaczenie w próbie rozciągania również stałych sprężystości tych materiałów, takich jak np. moduł sprężystości wzdłużnej E (moduł Young'a).

2.4. Umowny i rzeczywisty wykres rozciągania

Rysunek 2.1 przedstawia zarejestrowaną w czasie próby rozciągania zmianę siły rozciągającej oraz wydłużenie próbki. Krzywa rozciągania jest więc wykreślana w układzie współrzędnych (AL, F). Jak widać z tego wykresu, po przekroczeniu granicy plastyczności siła rozciągająca wzrasta nadal mimo zmniejszania się przekroju próbki, czego powodem jest szybki wzrost umocnienia metalu. Po przekroczeniu wartości siły odpowiadającej wytrzymałości na rozciąganie dalszy wzrost umocnienia nie kompensuje już spadku siły związanego z


malejącym przekrojem próbki. Ponieważ miernikiem własności wytrzymałościowych materiału nie jest siła, lecz naprężenie, wykres rozciągania przedstawiany jest często w układzie osi (e, a), gdzie a oznacza naprężenie, a 8 - wydłużenie względne (procentowe) (rys. 2.4). Taki wykres rozciągania nazywany jest umownym (krzywa 1 na rysunku), a naprężenie liczone jest wg zależności

F a = - (2.-9)

gdzie S0 jest początkową powierzchnią przekroju poprzecznego próbki. Przedstawiane na takim wykresie wartości naprężeń nie uwzględniają faktu, że w zakre

sie odkształceń plastycznych następuje zmniejszenie pola przekroju poprzecznego próbki i tworzenie się szyjki. Naprężenie rzeczywiste orz w rozciąganej próbce określa się z zależności

<*rz=f (2-10) gdzie S jest chwilową powierzchnią przekroju poprzecznego próbki. Wartości tych naprężeń rzeczywistych są większe przy tym samym wydłużeniu próbki, niż te obliczane dla pierwotnego pola przekroju.

Jak widać z rysunku 2.4 naprężenia w czasie rozciągania próbki rosną stale w miarę wzrostu odkształcenia (krzywa 2). Wartość naprężenia rzeczywistego powyżej granicy plastyczności, a poniżej wytrzymałości na rozciąganie, z uwzględnieniem prędkości odkształcenia i umocnienia, nazywana jest naprężeniem uplastyczniającym C 7 P . Związek pomiędzy naprężeniem uplastyczniającym a odkształceniem, czyli krzywa umocnienia danego metalu pozwala wyznaczać wartości odkształceń odpowiadające określonemu stanowi naprężenia lub odwrotnie. Do wykonania krzywych umocnienia metali odkształcanych na zimno wykorzystuje się próbę rozciągania. Wykresy rozciągania sporządzane są w ten sposób, że na osi rzędnych nanosi się rzeczywistą wartość naprężeń wzdłużnych, która dla zakresu plastycznego odpowiada naprężeniu U P L A

styczniającemu, natomiast na osi O D C I Ę T Y C H

nanoszona jest wartość odkształcenia P L A

stycznego wyrażonego w mierze logarytmicznej ln(L/L0).

Istnieje wiele metod analitycznego przedstawiania krzywych umocnienia materiału [ " 0 ] . Jedną z nich jest zastosowanie wyrażenia potęgowego - wzoru Ludwika

Rys. 2.4. Wykresy rozciągania stali niskowęglo-wej: umowny (krzywa 1) i rzeczywisty (krzywa 2) [70]


a = ks m (2.11)

a

8

W powyższym równaniu k i m są to stałe charakteryzujące dany materiał, które wyznacza się w punkcie najlepszej zgodności tego wzoru z krzywą umocnienia. Jeżeli s przedstawia całkowite odkształcenie, to krzywa powinna przejść przez punkt odpowiadający naprężeniu uplastyczniającemu i przynależne mu odkształcenie. W tym przypadku równanie 2.11 powinno być stosowane jedynie w obszarze umocnienia (rys. 2.5). Wyrażenie potęgowe stosuje się najczęściej jedynie do przedstawienia plastycznej części odkształcenia, zwłaszcza gdy materiał nie wykazuje wyraźnej granicy pla-

Rys. 2.5. Krzywa zależności między styczności. We wzorze 2.11 stałe k i m mają kon-odkształceniem i naprężeniem kretny sens fizyczny: k - oznacza wartość określona wzorem potęgowym naprężenia uplastyczniającego ekstrapolowaną przy

odkształceniu logarytmicznym równym 1; m - jest natomiast wykładnikiem umocnienia i jest to maksymalna wielkość odkształcenia rzeczywistego, do którego w czasie próby rozciągania próbka odkształca się równomiernie na całej długości bazy pomiarowej, czyli jest to odkształcenie przy którym pojawia się szyjka. Wartości tych stałych dla wielu stali i metali nieżelaznych zostały obliczone [70].

2.5. Energia odkształcenia

Energia czyli praca odkształcenia jest iloczynem siły i przemieszczenia. Energię odkształcenia materiału w próbie rozciągania od początku obciążenia do zerwania próbki można wyznaczyć korzystając z wykresu rozciągania (AL, F)

Objętość materiału na długości pomiarowej jest równa S0L0. Dzieląc obie strony równania przez tę objętość oraz używając definicji naprężenia inżynierskiego (F/Sn) i odkształcenia inżynierskiego (AL/L0) otrzymujemy:

Stąd u jest pracą wykonaną na jednostce objętości materiału do osiągnięcia odkształcenia s i jest równa polu powierzchni pod krzywą naprężenie - odkształcenie (rys. 2.6). Jeżeli krzywa naprężenie odkształcenie jest stosunkowo płaska powyżej granicy plastyczności, zwykle wystarczające jest przybliżenie obszaru wykresu prostokątem. Wysokość prostokąta jest równa średniej wartości naprężeń odpowiadających granicy plastyczności i wytrzymałości na rozciąganie, a szerokość odpowiada odkształceniu inżynierskiemu po pęknięciu próbki [14]

L (2.12)

(2.13)


średniej wartości naprężeń odpowiadających granicy plastyczności i wytrzymałości na rozciąganie, a szerokość odpowiada odkształceniu inżynierskiemu po pęknięciu próbki [14]

Rys. 2.6. Energia odkształcenia próbki [14]

u = 8 (2.14)

Tak obliczoną energię odkształcenia (wz. 2.14) przedstawia linia przerywana na rysunku. Wykonana praca jest równa energii zaabsorbowanej przez materiał. W granicach obszaru odkształceń sprężystych, większość tej energii stanowi energię potencjalną, co oznacza, że zostaje ona uwolniona przy odciążaniu. Po przekroczeniu granicy plastyczności, gdy mają miejsce odkształcenia plastyczne, część energii jest zmagazynowana w mikrostrukturze materiału jednak większość jest rozproszona jako ciepło.

2.6. Wykresy rozciągania różnych materiałów

Zakres własności mechanicznych wytwarzanych metali jest bardzo szeroki. Własności wytrzymałościowe i plastyczne zależą przede wszystkim od składu chemicznego oraz procesów technologicznych, którym materiał został poddany. Zadaniem inżynierów materiałowych jest opracowanie takich stopów i technik ich przetwarzania, aby przy jak najmniejszych kosztach produkcji uzyskać wyrób o optymalnych dla odbiorcy własnościach. Ponieważ próba rozciągania służy do badania własności mechanicznych, to wyniki w postaci wykresów z niej uzyskiwane, będą różne dla różnych materiałów.

2.6.1. Wpływ zawartości węgla i innych składników stopowych

Czyste żelazo ma bardzo niską granicę plastyczności poniżej 50 MPa [6]. Wartość ta zwiększa się gwałtownie gdy do osnowy żelaza dodajemy pierwiastki stopowe. Mogą tg być pierwiastki międzywęzłowe, takie jak azot i węgiel, lub pierwiastki substytucyjne takie jak mangan i krzem. Umocnienie wywoływane jest przez zakłócenia atomem rozpuszczonym sieci krystalicznej rozpuszczalnika, a ogólnym efektem jest zwiększenie się naprężenia tarcia przeciwstawiającego się ruchom dyslokacji. Atomy te hamują ruch dyslokacji przez osnowę żelaza, a w ten sposób zwiększają naprężenie płynięcia.

Rysunek 2.7 przedstawia wykresy rozciągania stali węglowych o różnej zawartości węgla. Wzrost zawartości węgla powoduje polepszenie własności wytrzymałościowych materiału natomiast maleją własności plastyczne. Im większa jest zawartość węgla w stali tym mniej wyraźnie zaznacza się na wykresie granica plastyczności. Dla stali wysoko węglowych wyraźna granica plastyczności nie pojawia się w ogóle w czasie próby rozciągania.


%C(1)<%C(2)<%C(3)

Rys .2.7. Wykresy rozciągania stali węglowych o różnej zawartości węgla [60]

1 - w stanie wyżarzonym 2 - po hartowaniu i odpuszczaniu 3 - w stanie zahartowanym

Rys. 2.8. Wykresy rozciągania stali po różnej obróbce cieplnej [60]

Pierwiastkami stopowymi, które dodaje się do stali w celu zwiększenia wytrzymałości są głównie Mn, Mo, Ti, Nb i V. Odpowiednio zaprojektowane i przeprowadzone procesy technologiczne stali zawierających pierwiastki stopowe, pozwalają uzyskać materiał o bardzo wysokich własnościach wytrzymałościowych (granica plastyczności powyżej 700 MPa) i dobrych własnościach plastycznych.

2.6.2. Wpływ różnych procesów technologicznych na własności mechaniczne

Jak już zaznaczono, nie wystarczy tylko dobór odpowiedniego składu chemicznego stali, by uzyskać wymagane własności mechaniczne. Wszystkie parametry procesu wytwarzania wywierają wpływ na końcowy efekt, który może być sprawdzany w próbie rozciągania. Ten sam materiał poddany różnym zabiegom technologicznym ma zupełnie inne końcowe własności mechaniczne. Na rysunku 2.8 przedstawiony jest przykład wpływu różnej obróbki cieplnej zastosowanej dla tego samego materiału [60].

Jak widać z wykresów rozciągania hartowanie podnosi własności wytrzymałościowe, jednak zdecydowanie obniża własności plastyczne stali. Odwrotnie jest w przypadku wyżarzania, którego efektem są dobre własności plastyczne ale niskie wytrzymałościowe.

Dążenie do uzyskania jak najwyższych własności wytrzymałościowych bez jednoczesnego spadku

własności plastycznych materiału wpłynęło na gwałtowny rozwój nowych gatunków stali i technologii ich wytwarzania. Kompromis pomiędzy wysokimi własnościami wytrzymałościo-


wymi i plastycznymi został uzyskany poprzez rozdrobnienie struktury. Takie drobnoziarniste stale mikrostopowe, wytwarzane w kontrolowanych procesach termomechanicznych, gwarantują wysokie własności mechaniczne wyrobów.

3. Statyczna próba ściskania 71

3. STATYCZNA PROBA ŚCISKANIA

3.1. Zasady jednoosiowej próby ściskania metali

Statyczna próba ściskania polega na wywieraniu nacisku (sił osiowych) na specjalnie do tego celu przygotowaną próbkę, aż do jej zniszczenia (rys. 3.1) Próbę przeprowadza się przy użyciu pras hydraulicznych lub zrywarek uniwersalnych (rys. 15.2), zgodnie z normą PN-57/H-04320 [72]. Prędkość ściskania należy tak dobrać, aby przyrost naprężenia nie przekraczał 10 MPa na sekundę. Norma rozróżnia dwa rodzaje próby statycznej ściskania metali: próbę zwykłą i próbę ścisłą.

Celem próby zwykłej jest wyznaczenie: Rc - wytrzymałości na ściskanie (w przypadku, gdy próbka z metalu podczas próby ulega zniszczeniu), Rpic - wyraźnej granicy plastyczności, skrócenia względnego Ac. Celem próby ścisłej jest wyznaczenie: E c - współczynnika sprężystości podłużnej przy ściskaniu, Rco,oi - umownej granicy sprężystości oraz RC 0,2 - umownej granicy plastyczności. Próbę ściskania takich materiałów, jak żeliwo szare, materiały kamienne i beton opisują inne normy [101].

jdo

lo \

\ 1

Rys. 3.1. Schemat obciążenia próbki ściskanej [101]: 1 - próbka, 2 - dolna płyta naciskowa, 3 - górna płyta naciskowa, 4 - przegub kulisty

3.2. Rodzaje próbek do badań

Do przeprowadzenia próby wytrzymałości na ściskanie stosuje się próbki o przekroju okrągłym, a rzadziej o przekroju kwadratowym. PN zaleca stosowanie próbek o średnicy 10, 20, lub 30 mm. Wysokość h próbki zależy od rodzaju próby, sposobu pomiaru odkształceń i wynosi h = xd 0 (3.1) gdzie: x = 1,5 - dla próbek krótkich przeznaczonych do próby zwykłej, x = 3 - dla próbek długich przeznaczonych do próby ścisłej, w wypadku nieoznaczania

współczynnika sprężystości, x= 10 - dla próbek długich, w wypadku oznaczania współczynnika sprężystości podłużnej

przy ściskaniu Ec.


Powierzchnia próbek, a szczególnie ich podstawy, powinny być dokładnie obrobione, równoległe do siebie oraz prostopadłe do osi próbki. Zaleca się szlifowanie powierzchni czołowych próbki.

3.3. Wykres ściskania - punkty charakterystyczne

Próba ściskania materiałów elastoplastycznych jest jak gdyby odwróceniem (w granicach Re) próby rozciągania (rys. 3.2).

Prostoliniowa część wykresu ściskania jest niemal równa co do wielkości tejże części przy rozciąganiu. Dla miękkiej stali punkt końcowy tego odcinka krzywej (RH, ALH) określa granicę proporcjonalności przy ściskaniu. Następnie wykres zakrzywia się podobnie jak przy rozciąganiu, to znaczy wklęsłością ku osi odkształceń (AL), po czym w punkcie odpowiadającym granicy plastyczności przy ści

skaniu wytwarza się także stan niestateczny. Stan ten ustala się na przestrzeni znacznie krótszej aniżeli przy rozciąganiu, nie dając możliwości do odróżnienia górnej i dolnej granicy plastyczności, a ich przypadkowe pojawienie przypisuje się raczej sprężystemu oddziaływaniu maszyny. Na tym kończy się zwykle doświadczenie, gdyż w praktyce jest prawie niemożliwe doprowadzenie do zniszczenia materiału elastoplastycznego przez proste ściskanie.

W próbce ściskanej występuje niejednorodne pole odkształceń, a zatem również niejednorodne pole naprężeń. Jest to spowodowane działaniem sił tarcia pomiędzy podstawami próbki a płytami naciskowymi. Siły te powodują powstanie naprężeń stycznych, które przeciwdziałają swobodnym przemieszczeniom w kierunku poprzecznym próbki. W celu zmniejszenia działania sił tarcia między próbką a płytami naciskowymi, pokrywa się je warstwą parafiny. Efektem działania sił tarcia (ograniczenia swobody odkształcenia) jest przyjmowanie przez próbkę kształtu baryłkowatego. Przy dalszym zwiększaniu obciążenia próbka spłaszcza się całkowicie, aż do zupełnego wyczerpania zakresu siłowego maszyny. Na obwodzie próbki mogą pojawić się drobne promieniste pęknięcia, ale nie powstają one na skutek naprężeń ściskających, lecz w wyniku naprężeń rozciągających działających na obwodzie próbki (przyjmowanie beczkowatego kształtu).


Dla materiałów o dobrych własnościach plastycznych nie można zatem wyznaczyć wytrzymałości na ściskanie Rc (rys. 3.3a). Próbki z materiałów mniej plastycznych lub z materiałów sprężystokruchych ulegają charakterystycznemu pęknięciu ukośnemu (rys. 3.3b i c) i dla nich można określić wytrzymałość na ściskanie Rc. Charakter wykresów ściskania różnych metali z zaznaczonymi punktami charakterystycznymi przedstawiono na rysunku 3.4.

a) b) c)

Rys. 3.3. Schemat przełomu próbek ściskanych do wystąpienia złomu [101]: a - materiał plastyczny; b - materiał mniej plastyczny; c - materiał sprężysto-plastyczny

a) b) A i Próbka hartowana

Rys. 3.4. Wykresy ściskania [39]: a) różnych metali; b) stali: nisko węglowej, wysokowęglowej i zahartowanej powierzchniowo

Na krzywej ściskania (rys. 3.2) wyróżniamy następujące punkty charakterystyczne: Naprężenia - określenie własności wytrzymałościowych: a) Umowna granica sprężystości Rc0,oi - jest to naprężenie, którego osiągnięcie powoduje trwałe skrócenie próbki o 0,01% początkowej długości pomiarowej

Teoretyczne podstawy kształtowania plastycznego

Umowna granicę sprężystości Rc0,oi wyznacza się na podstawie siły obciążającej Fc0,oi, określonej metodą kolejnego obciążania i odciążania próbki w obecności ekstensometru lub za pomocą metody wykreślnej. b) Umowna granica plastyczności RC 0,2 - jest to naprężenie, którego osiągnięcie powoduje trwałe skrócenie próbki o 0,2 % początkowej długości pomiarowej

R c 0 , 2 = ^ (3.3)

Siłę obciążającą FC 0,2, określa się z wykresu F = f(AL), sporządzonego na podstawie pomiaru skróceń lub metodą kolejnego obciążania i odciążania próbki w obecności ekstensometru. Umowną granicę plastyczności wyznacza się dla materiałów elastoplastycznych nie wykazujących wyraźnej granicy plastyczności. c) Wyraźna granica plastyczności R p c - jest to naprężenie, przy którym następuje wyraźne skrócenie próbki bez wzrostu obciążenia

R P c = ^ < 3 - 4 )

koS I Ł A obciążająca F p c jest równa co do wartości sile, przy której następuje wyraźne zatrzy

manie lub cofnięcie wskazówki siłomierza i zakrzywienie wykresu ściskania. Wyraźną granicę plastyczności Rp c wyznacza się dla materiałów elastoplastycznych. d) Wytrzymałość na ściskanie Rc - jest to naprężenie odpowiadające sile niszczącej próbkę

R c = — (3-5) S 0

Siła obciążająca Fc jest równa co do wartości sile, przy której następuje wyraźne cofnięcie wskazówki siłomierza (spadek obciążenia) i pękanie próbki. e) Współczynnik sprężystości podłużnej przy ściskaniu E c - jest to stosunek naprężenia do wywołanego tym naprężeniem skrócenia w zakresie odkształceń sprężystych

E c = cre (3.6)

t j . :E c =^£fi_ ( 3 . 7 ) c SnAL

Odkształcenia - okreśłenie własności plastycznych: a) Skrócenie bezwzględne AL - jest to różnica między pierwotną długością pomiarową próbki L0, a długością pomiarową zmierzoną po jej odkształceniu L) AL = L 0 - L i (3.8) b) Skrócenie względne A c - jest to stosunek skrócenia bezwzględnego AL do pierwotnej długości pomiarowej próbki L0


3.4. Przełom próbek

Jednoosiowy stan naprężenia, jaki chciałoby się uzyskać podczas prostej próby ściskania, w praktyce jest dość daleki od rzeczywistości. Zasadniczą przeszkodą w jego realizacji jest tarcie podstaw próbki o płyty naciskowe. Na skutek tego w obszarach przyległych pojawia się złożony stan trójosiowego ściskania, który uniemożliwia równomierne odkształcenie się próbki. Konsekwencją nierównomierności odkształcenia się próbki jest jej beczkowaty kształt (rys. 3.5a i b). W odróżnieniu od próby rozciągania, prawie wszystkie metale i ich stopy w czasie próby ściskania ulegają odkształceniom plastycznym. Stąd prawie wszystkie przełomy próbek ściskanych to przełomy poślizgowe (rys. 3.5a i b) lub rozdzielcze, a tylko bardzo rzadko kruche (rys. 3.5c). Złomy kruche wykazują takie metale, jak zahartowana stal, węgliki spiekane i niektóre twarde stopy oraz materiały ceramiczne, na przykład beton, marmur, bazalt itp. Rodzaje złomów oraz charakterystykę ich przełomów omówiono w podrozdziale 1.9.

Rys. 3.5. Typy przełomów metali w ujęciu schematycznym [60]: a) poślizgowy z uwidocznieniem obydwu stożków; b) poślizgowy rozdzielczy; c) kruchy

3.5. Próba udarności metali

Ponieważ znaczne zwiększenie szybkości odkształcenia w wyniku dynamicznych obciążeń istotnie wpływa na własności metali, więc stosowane są próby udarnościowe. Badania tego typu prowadzone są głównie dla oceny zachowania się materiału w warunkach sprzyjających kruchemu pękaniu, wywołanych obecnością karbu, obniżoną temperaturą, obróbką cieplną, starzeniem itp. Najczęściej przeprowadzane są: próba udarowego zginania i udarowa próba rozciągania, a bardzo rzadko próby udarowego ściskania czy skręcaniaJPowszechnie stosowana próba udarności (udarowego zginania), polega na złamaniu jednym uderzeniem wahadłowego młota próbki z karbem, podpartej swobodnie na obu końcach (rys. 3.6). Próbę przeprowadza się w warunkach określonych w normach: PN-EN 10045-1 [82],' PN-79/H-04371 [77],7~ *

PN-74/H-04372 [75] oraz PN-EN 10045-2 [83]. Na rysunku 3.7 podano przykłady kształtów i wymiarów próbek stosowanych do prób

udarności, a w tabeli 3.1 wymiary i dopuszczalne odchyłki próbek do badań udarności. Udar-ność KC w J/cm2 wyraża się stosunkiem pracy uderzenia K zużytej na złamanie próbki do pola powierzchni jej przekroju poprzecznego w miejscu złamania S 0


s 0

(3.10)

a) c)

la 3,2. © © m.

b)

© Ra 3.2/—

V i

©

©

©

© 'c i

//////Art

(ej 4 //////Art

(ej 4

. © .

//////Art

(ej 4

Rys. 3.6.

Rys.3.7.

0 Próbki: Charpy'ego U (a) i Charpy'ego V (b) oraz schemat ich ułożenia (c) podczas badań udarności [82]. Oznaczenia: 1 - długość próbki, 2 - wysokość próbki, 3 - szerokość próbki, 4 - wysokość próbki poniżej karbu, 5 - kąt karbu, 6 - promień zaokrąglenia dna karbu, 7 - odległość między przyporami, 8 - promień przypór, 9 - kąt pochylenia przypory, 10 - kąt ostrza noża wahadła, 11 - promień zaokrąglenia ostrza noża wahadła, 12 - maksymalna szerokość noża wahadła. Objaśnienia numeracji podane w tabeli 3.1

Schemat młota typu Charpy'ego do prób udarowych przedstawiono na rysunku 3.7.

Należy zaznaczyć, że udarność zależy nie tylko od wielkości pola przekroju S0, ale również i od kształtu przekroju próbki. Wyniki uzyskiwane przy udarowym zginaniu próbek z karbem są porównywalne jedynie z wynikami otrzymywanymi przy badaniu (w tych samych warunkach) próbek o tych samych wymiarach i kształtach karbu.

Pomiędzy wartością pracy K, przy udarowym zginaniu, a rodzajem powstałego przełomu istnieje pewna zależność. Dlatego obserwacja przełomów próbek pozwala na potwierdzenie otrzymanych wyników własności mechanicznych. Można rozróżnić trzy charakterystyczne rodzaje złomów próbek, poddanych udarowemu zginaniu, które wykazują, iż nastąpił:

Młot [13]:

wahadłowy Charpy'ego - próbka, 2 - młot


- przełom kruchy - próbka pękła nie wykazując widocznego odkształcenia trwałego (rys. 3.8a);

- przełom rozdzielczy - próbka została zgięta, pęknięcie nastąpiło po przekroczeniu granicy plastyczności przy znacznym odkształceniu trwałym (rys. 3.8b);

- przełom z rozwarstwieniem - wskazujący na duży stopień nierównomierności materiału spowodowany przeróbką plastyczną lub wskazujący na obecność jednego lub więcej pasm zanieczyszczeń (rys. 3.8c). *

Tabela 3.1. Wymiary i dopuszczalne odchyłki próbki do badań udarności [82]

Próbka do badań z karbem U Próbka do badań z karbem V

Oznaczenie Wymiar Odchyłki dla obróbki

mechanicznej Wymiar Odchyłki dla obróbki

mechanicznej nominalny Oznaczenie

wg I S O u

nominalny Oznaczenie wg I S O 0

Długość 55 mm ±0,60 mm js 15 55 mm ±0,60 mm js 15 Wysokość 10 mm ±0,11 mm js 13 10 mm ±0,06 mm j s 12 Szerokość - próbka standardowa - próbka o przekroju

pomniejszonym - próbka o przekroju

pomniejszonym

10 mm ±0,11 mm Js 13 10 mm

7,5 mm

5 mm

±0,11 mm

±0,11 mm

±0,06 mm

js 13

js 13

js 12

Kąt karbu - - - 45° ±2° -Wysokość poniżej karbu

5 mm ±0,09 mm j s 13 8 mm ±0,06 mm js 12

Promień zaokrąglenia dna karbu próbki

1 mm ±0,07 mm Js 12 0,25 mm ±0,025 mm -

Odległość płaszczyzny symetrii karbu od końca próbki 2 )

• 27,5 mm ±0,42 mm js 15 27,5 mm ±0,42 mm js 15

Kąt między płaszczyzną symetrii karbu a wzdłużną osią próbki

90° ±2° - 90° ±2° -

Kąt między przyległymi wzdłużnymi płaszczyznami próbki

90° ±2° - 90° ±2° -

, } Zgodnie z ISO 286-1 2 ) W przypadku maszyn z automatycznym umieszczeniem próbki zaleca się odchyłki ±0,165 mm zamiast ±0,42 mm.


Rys. 3.8. Typowe przełomy próbek poddanych zginaniu udarowemu [101]: a - kruchy; b - rozdzielczy; c - z rozwarstwieniem

4. Próba plastycznego skręcania 79

4. PRÓBA PLASTYCZNEGO SKRĘCANIA

Projektowanie i prowadzenie w sposób optymalny procesów przeróbki plastycznej metali wymaga znajomości zarówno parametrów siłowych, a więc i naprężeń niezbędnych do ich realizacji, jak i plastyczności odkształcanego metalu. Dla zapewnienia skutecznej i ekonomicznej przeróbki plastycznej na gorąco konieczna jest więc znajomość dwóch istotnych parametrów procesu oraz wpływu warunków termomechanicznych jego przebiegu na ich wartość. Parametry, o których mowa to naprężenie uplastyczniające i odkształcalność, wspólnie definiujące tzw. zdolność do odkształcenia metali na gorąco lub inaczej, ich podatność do plastycznego odkształcenia. Możliwość oceny tych wielkości w warunkach laboratoryjnych daje oczywiste korzyści w porównaniu z wykonywaniem prób przemysłowych. W nowoczesnych urządzeniach do przeróbki plastycznej odkształca się metale i stopy z coraz większymi stopniami odkształcenia, wprowadza się nowe materiały wysokostopowe, które mogą być odkształcane jedynie w określonych warunkach.

Pełnych informacji na temat wpływu cech samego materiału, jego stanu przed procesem oraz oddziaływania parametrów termomechanicznych (temperatury, stopnia odkształcenia i prędkości odkształcenia) na wartość naprężenia uplastyczniającego i odkształcenia granicznego dają badania plastometryczne. Mogą być one realizowane w różnego rodzaju plastometrach ściskających (np. plastometr krzywkowy, prasy o zmiennej prędkości ruchu trawersy) oraz przy pomocy plastometru skrętnego. Istnieje przekonanie, że próba skręcania jest najdogodniejszym sposobem wyznaczania krzywych płynięcia w wysokich temperaturach. Pozwala ona na wyznaczenie naprężenia uplastyczniającego w sposób pośredni, korzystając z hipotezy wytężenia materiału. Zaletami tej próby jest brak tarcia i niezmieniający się w czasie stan naprężenia, z dużą dokładnością odpowiadający czystemu ścinaniu. Umożliwia ona również osiąganie dużych (istotnie większych niż w próbie rozciągania) odkształceń. Odkształcenia można realizować w szerokim zakresie temperatur i w szerokim zakresie prędkości odkształcenia. W plastometrze skrętnym uzyskuje się prędkości odkształcenia od 0,01 do 50 s"1 (w zależności od prędkości obrotowej i stosunku d/l wymiarów próbki). Prowadzenie skręcania do złomu próbek daje możliwość wyznaczania odkształcenia granicznego w warunkach określonych próbą. Pozwala to na ocenę zmian plastyczności odkształcanego metalu pod wpływem zmian parametrów procesu odkształcania.

Wyniki badań plastometrycznych pozwalają na opracowanie tzw. charakterystyk materiałowych [23]. Mogą one stanowić element baz danych dla programów komputerowych do projektowania i symulacji procesów technologicznych. Dokonanie poprawnej analizy kształtowania metalu w procesie przeróbki plastycznej przy wykorzystaniu programu komputerowego symulującego taki proces, wymaga dostosowania do jego potrzeb sposobów ustalania charakterystyk materiałowych. Współcześnie istnieją już możliwości takiego opracowania tych charakterystyk, aby pozwalały one na dokonywanie analizy zjawisk z uwzględnieniem warunków kształtowania w procesie oraz zmian własności materiałów poddanych przeróbce pla-


stycznej. Stało się to możliwe dzięki doskonaleniu technik i urządzeń badawczych oraz modyfikacji sposobu opracowania danych z eksperymentu. Nowoczesny system sterowania, zbierania i przetwarzania danych eksperymentalnych, którego głównym elementem jest urządzenie badawcze, np. plastometr skrętny, jest systemem wielomodułowym, wykorzystującym oprogramowanie do obróbki matematycznej i magazynowania danych oraz ich przetwarzania.

4.1. Warunki realizacji plastometrycznej próby skręcania

Próba ta charakteryzuje się brakiem wpływu tarcia. Główną zaletą tej metody jest to, że pozwala zbadać charakterystyki metalu przy dużych odkształceniach i dla znacznie większych prędkości odkształcenia w porównaniu z innymi metodami. Osiągnięcie dużych odkształceń jest możliwe, gdyż nie występuje przy skręcaniu zjawisko lokalizacji odkształcenia i tworzenia się szyjki, jak to ma miejsce w próbie rozciągania. W szczególności, poprzez skręcanie próbek wykonanych z danego gatunku stali lub stopu można prowadzić następujące badania: - określania wartości naprężenia uplastyczniającego w danej temperaturze i dla ustalonej

wielkości odkształcenia i prędkości odkształcenia uwarunkowanych technologią procesu przeróbki plastycznej; zwykle uzyskuje się wyniki w postaci krzywej płynięcia, tj. zależności naprężenia uplastyczniającego od wielkości odkształcenia, dla ustalonych pozostałych parametrów termomechanicznych; badania takie pozwalają także na ocenę optymalnego zakresu temperatur przeróbki plastycznej i wpływu poszczególnych parametrów termomechanicznych na wartość naprężenia uplastyczniającego;

- oceny odkształcalności granicznej badanych metali (plastyczności) i wpływu parametrów termomechanicznych na wartość odkształcenia granicznego w stanie naprężenia charakteryzującym próbę skręcania;

- badania - w połączeniu z analizami metalograficznymi, zmian strukturalnych w stali, wywołanych procesem odkształcenia;

- symulowania procesów przeróbki plastycznej dla uzyskania danych dla optymalnego ich projektowania i prowadzenia;

- sekwencyjne odkształcanie przy założonych parametrach i określonych czasach przerw pomiędzy kolejnymi odkształceniami. Odkształcanie próbki w plastometrze skrętnym następuje poprzez jej skręcanie z założo

ną prędkością po jej nagrzaniu do zadanej temperatury. Jej odkształcanie, w zależności od celu badań, można realizować na trzy sposoby: - skręcanie próbki aż do jej pęknięcia; - skręcanie próbki do zadanej wartości odkształcenia i wytrzymanie w temperaturze skręca

nia przez założony okres czasu; - programowane skręcanie próbki z założoną stałą prędkością, według dowolnego programu

składającego się z następujących po sobie cykli odkształceń i przerw. Nowoczesne plastometry skrętne pozwalają na programowane zmiany temperatury pod

czas sekwencyjnego odkształcania. Umożliwiają także po odkształceniu lub pęknięciu próbki na studzenie jej wodą lub wytrzymanie próbki w temperaturze badania przez założony okres czasu i ostudzenie wodą. Próbę skręcania wykonuje się w urządzeniu specjalnej konstrukcji,


zwanym plastometrem skrętnym (rys. 14.1). Urządzenie to wyposażone jest w rozwiązania konstrukcyjne pozwalające na zmianę temperatury badania i prędkości obrotowej. Lepiej wyposażone plastometry dają możliwość zaprogramowania wielu odkształceń sukcesywnych o jednakowej lub różnej wartości, oddzielonych przerwami, podczas których temperatura jest utrzymywana lub zmieniana wg założonego programu.

Podczas skręcania ze stałą, zadaną prędkością obrotową ns i w zadanej temperaturze odkształcenia T, rejestrowane w sposób ciągły następujące parametry: - moment skręcający Ms i siła poosiowa Fp, na podstawie których, po przeliczeniach z

uwzględnieniem współczynników skalowania i wzmocnień mostków tensometrycznych, oblicza się wartość naprężenia uplastyczniającego, w funkcji liczby skręceń próbki i czasu, przy zadanych wartościach odkształcenia zastępczego, prędkości obrotowej i temperatury;

- ilość dokonanych skręceń N s i czas przebiegu próby t, na podstawie których obliczana jest wartość odkształcenia w każdej chwili procesu skręcania i uściślana zadana prędkość odkształcenia, co pozwala także na pośrednią ocenę plastyczności metalu, aż do zniszczenia próbki, przy czym taka charakterystyka nosi nazwę odkształcalności granicznej metalu. W różnego typu plastometrach skrętnych w sposób zróżnicowany rozwiązano sposób na

grzewania próbek i kontroli ich temperatury. Najdoskonalszym sposobem jest zastosowanie nagrzewania prądami wysokiej częstotliwości za pomocą odpowiednio dobranego induktora i pomiar temperatury powierzchni próbki pirometrem optycznym. Szeroko stosowane są także klasyczne rurowe piece oporowe sterowane termoparą umieszczoną w przestrzeni roboczej pieca.

4.2. Rodzaje próbek do badań plastometrycznych

Do badań używane są standardowe, cylindryczne próbki o średnicy części pomiarowej 2R = 6 mm i długości bazy pomiarowej L = 50 mm (rys. 4.1). Długość bazy pomiarowej może być także dobierana indywidualnie, zależnie od celu badań i rodzaju planowanych doświadczeń.

1 5

V

5 0

6 6

Rys. 4.1. Próbka standardowa do badań plastometrycznych [26]

W celu umieszczenia próbki w piecu grzewczym, przedłuża się ją przy pomocy specjalnych przedłużaczy i mocuje w uchwytach samocentrujących plastome-tru. Po nagrzaniu próbki i uruchomieniu plastometru, próbka odkształcana jest poprzez skręcanie z jednoczesną rejestracją parametrów procesu.


4.3. Stan naprężenia i odkształcenia w próbie skręcania

b)

Metoda badań plastometrycznych poprzez skręcanie w wysokich temperaturach jest rozpowszechniona pomimo tego, że wywołuje dyskusje wiążące się z zagadnieniami niejednorodności odkształcenia, znaczenia siły poosiowej i stanu naprężenia. W próbie skręcania stosuje się najczęściej próbki cylindryczne pełne. Próbka jest odkształcana w taki sposób, że jeden z

jej końców pozostaje nieruchomy, natomiast do drugiego przykładany jest moment obrotowy (rys. 4.2).

W próbce cylindrycznej skręcanej na gorąco lub na zimno występuje złożony stan naprężenia. Gdyby próbka była cienkościenną tuleją, wówczas stan naprężenia odpowiadałby czystemu ścinaniu. W rzeczywistości stan naprężenia można rozłożyć na dwa stany podstawowe: czyste ścinanie i jednoosiowe rozciąganie lub ściskanie.

Taki stan naprężenia uwidacznia się poprzez pojawienie się siły poosiowej w czasie skręcania próbek z zamocowanymi końcami. W próbie skręcania naprężenia ściskające lub rozciągające występują w zależności od temperatury badania, w pewnych temperaturach rejestrowana siła zmienia znak w trakcie skręcania.

Dla próbek ze swobodnymi końcami następuje ich wydłużanie przy niskich temperaturach, a skracanie przy wysokich. Zmiany wymiarów powodują pewne trudności w interpretacji wyników. Jeżeli obydwa końce próbki są zamocowane, skłonność do wydłużania lub skracania się próbek powoduje nałożenie się na materiał naprężeń o trudnej do określenia wartości. Występowanie siły poosiowej w próbie skręcania tłumaczone jest rozwojem anizotropii w czasie plastycznego odkształcenia, względnie innymi zjawiskami zachodzącymi podczas plastycznego odkształcania na gorąco. Brak jest jednak jednoznacznej interpretacji tego zjawiska

350

300

250

J| 200

150

100

50

/ K45 /\20.

/ / \ / \ST2 T=2

\f AL

C' PB

250 500 KĄT SKRĘCENIA A

750 STOPNIE 1000

Rys. 4.2.

1 2 3 LICZBA SKRĘCEŃ N S, OBR.

Schemat procesu skręcania (a) i wykres momentu skręcającego w funkcji kąta skręcenia (b) dla różnych metali, skręcanych na zimno [26, 36, 45]


Hipoteza wytężenia Hubera-Missesa-Hencky'ego (podrozdz. 1.3.2) stwierdza, że w stanie plastycznym intensywność naprężeń jest równa naprężeniu uplastyczniającemu a p = G j .

W próbie skręcania stan naprężenia w próbce opisany jest składowymi: - osiowymi: <jx=oy~0t Gz^0, - stycznymi: x y z = x z x = 0, x x y ^ 0,

Przejście materiału w stan plastyczny następuje, gdy zastępcze naprężenie CT. osiąga

wartość naprężenia uplastyczniającego, czyli

a i = a p - V a 2 + 3 x 2 (4.2)

gdzie:

J5 7lR 3M

G - naprężenie osiowe G = — ( 4 . 3 )

x - naprężenie styczne i = \- (4.4) 2TTR3

Jeżeli moment skręcający Ms w Nm i siła osiowa Fp w N, to dla standardowych próbek plastometrycznych o promieniu R =.3 mm wzór (4.2) przyjmie postać CTP=^VFP + 7 5 - 1 ( ) 4 M S (4-5)

Wzór (4.5) może służyć zatem do obliczenia wartości naprężenia uplastyczniającego w każdej chwili procesu skręcania na podstawie zarejestrowanych wartości momentu skręcającego i siły osiowej. Taki sposób obliczeń jest nieco uproszczony.

Istnieją bardziej skomplikowane metody obliczeń, jak chociażby metoda Fieldsa - Bac-kofera [26], w której uwzględnia się tzw. współczynnik umocnienia n i współczynnik czułości metalu na prędkość odkształcenia m. Naprężenie uplastyczniające wg tej metody można wówczas obliczyć z zależności

^ M s - ( 3 + m + n) (4.6) GN -

(4.7)

P 2KR3

Stan odkształcenia w próbie skręcania opisują składowe: - osiowe: e x = s y =0; e z ^0; - styczne: y y z = y z x = 0; y x y * 0;

Wielkość zastępczego odkształcenia plastycznego (intensywności odkształcenia) £ ( w próbie skręcania określona jest wzorem [46]

2 . 27rRNs. SJ =-y=-arcsinh( - ) (4.8)

V3 3L Dla jego określenia wymagana jest znajomość wymiarów próbki R i L oraz liczba jej

skręceń w danym momencie N s. W analogiczny sposób, gdy liczba skręceń w chwili złomu wynosi N s z, oblicza się gra

niczne odkształcenie S j z w chwili zniszczenia próbki, które jest miarą plastyczności stali w danych warunkach odkształcenia, określane jako


s i z = - j - a r c s i n h ( 2 7 l R N s z ) (4.9) V3 3L Odkształcanie próbki w plastometrze skrętnym przebiega ze stałą prędkością obrotową ns

w obr/min, a zatem ze stałą prędkością odkształcenia 8 w s"1, której wartość można obliczyć z zależności

ei= ?=- (4.10) 30V3L Jedną z zalet próby skręcania jest łatwość wyznaczania podstawowych wielkości opisują

cych przebieg procesu. Tymi parametrami są obliczane analitycznie: naprężenie uplastyczniające (4.5), odkształcenie zastępcze (4.8) i zastępcza prędkość odkształcenia (4.10). Można także określić z krzywych skręcania takie cechy i własności badanego materiału, jak: odkształcenie graniczne (4.9), maksymalne naprężenie płynięcia a p m a x w procesie skręcania, jak również naprężenie graniczne a p z w chwili złomu.

4.4. Krzywe płynięcia metali

Czynniki wpływające na krzywą płynięcia Jak już zaznaczono, podstawowym zastosowaniem plastometru skrętnego są badania

zjawisk i ocena wartości parametrów opisujących proces odkształcania na gorąco. Do najistotniejszych czynników decydujących o przebiegu procesu odkształcenia na gorąco i zmianach w strukturze odkształcanego metalu należą: - skład chemiczny, - temperatura odkształcenia, - stopień odkształcenia, - prędkość odkształcenia.

Badania wpływu tych parametrów na wartość naprężenia uplastyczniającego można prowadzić, zmieniając jeden z nich, przy zachowaniu stałej wartości pozostałych. Siłą rzeczy, odkształcając pojedynczą próbkę ze stali w danym gatunku (o określonym składzie chemicznym) ustalamy na stałym poziomie temperaturę i prędkość odkształcenia a eksperyment prowadzi do uzyskania zależności naprężenia uplastyczniającego od wielkości odkształcenia, czyli tzw. krzywej płynięcia (rys. 4.3). Dopiero odkształcenie szeregu próbek przy zmieniających się wartościach temperatury i prędkości odkształcenia pozwala na uzyskanie pełnej charakterystyki, z reguły w postaci zależności: ov=f{zi9si9T) (4.11)

Krzywe skręcania (rys. 4.3) budowane są najczęściej w układzie współrzędnych: M s = f ( N s ) ; M s =f (e ; ) ; a p = f ( N s ) l u b a p = f ( £ i ) .

Zmiany wartości naprężenia w funkcji odkształcenia, wyznaczone w procesie odkształcania na gorąco zależą od wypadkowego działania równocześnie zachodzących procesów umocnienia, jako skutku odkształcenia i relaksacji wynikającej z różnorodnych procesów aktywowanych cieplnie.


240

180

120

60

6

4,5

4,1

3,7

3,3

2,9

2,5

2,1

1,7

1,3

0,9

Krzywa 1 2 3 Stal 45 18-10 25-20

3 C Mn Si Cr Ni

0,18 0,65 0,22

0,03 1,54 0,40 17,4 10,3

0,11 1,64 0.47 25,0 20,3

B C

C Mn Si Cr Ni

0,18 0,65 0,22

0,03 1,54 0,40 17,4 10,3

0,11 1,64 0.47 25,0 20,3

B - C T=l 200°C , ns=1200 obr./mi n., 8i=< 4,0 s'1

/ B 1

7 c

/ / / 12 14 20 22 24 26 28

Liczba skręceń, N s , obr.

0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0 Odkształcenie zastępcze, 8j

Rys. 4.3. Typy krzywych skręcania na gorąco dla wybranych gatunków stali [45]: węglowej w gatunku 45 (krzywa 1) oraz wysokostopowych: typu 18-8 w gatunku 1H18N9T (krzywa 2) i typu 25-20 w gatunku H25N20S2 (krzywa 3)

W procesie odkształcania na gorąco (T > Tr) wraz z odkształceniem plastycznym przebiegają dynamiczne procesy aktywowane cieplnie, usuwające częściowo lub całkowicie skutki umocnienia zgniotowego [94, 95], tj.: zdrowienie dynamiczne oraz rekrystalizacja dynamiczna.

Procesy te nazywane są dynamicznymi ze względu na fakt, że zachodzą w materiale obciążonym, podczas przebiegu jego plastycznego odkształcenia. Zjawiska zachodzące w przerwach pomiędzy kolejnymi odkształceniami, po zdjęciu obciążenia, określane są mianem statycznych, a poprzedzone procesami dynamicznymi - postdynamicznych lub metadynamicz-nych.

Odkształcenie plastyczne metali na gorąco, podobnie jak na zimno, jest zapoczątkowane przez poślizg dyslokacji w licznych systemach poślizgu. W ślad za poślizgiem przebiegają intensywnie procesy aktywowane cieplnie tj.: wspinanie dyslokacji i poślizg poprzeczny. Jest to zjawisko tzw. zdrowienia dynamicznego. Zachodzi ono podczas odkształcania na gorąco. W odróżnieniu od wspinania dyslokacji, poślizg poprzeczny nie ulega ograniczeniu w temperaturach niższych od temperatury rekrystalizacji. W wyniku zdrowienia dynamicznego powstaje komórkowa podstruktura dyslokacyjna i podziania. Stadium zdrowienia, w wyniku którego powstają podziarna nazywane jest poligonizacją dynamiczną [12]. Szybkość wspinania dyslokacji podczas plastycznego odkształcania rośnie wraz ze wzrostem wielkości odkształcenia. W wyniku tego zwiększa się częstotliwość anihilacji dyslokacji, osiągając wartość charakterystyczną dla stanu równowagi. Z tego powodu utworzona podstruktura dyslokacyjna oraz podziania charakteryzują się stałym kątem dezorientacji i umożliwiają dalsze odkształcenie przy stałej wartości naprężenia uplastyczniającego [12]. Nowe dyslokacje, utworzone podczas następującego później odkształcenia plastycznego na gorąco, ulegają z kolei przegrupowaniu w


nowe podgranice i ścianki komórek dyslokacyjnych, a zjawisko to nosi nazwę repoligonizacji. Wielkość komórek dyslokacyjnych i podziarn powstających w tych warunkach pozostaje przy tym stała i jest charakterystyczna dla danych warunków odkształcenia plastycznego na gorąco. Podwyższenie temperatury lub zwiększenie stopnia gniotu podczas plastycznego odkształcenia na gorąco powoduje przesunięcie równowagi między tworzeniem się i anihilacją dyslokacji. Z tego powodu wielkość podziarn pozostających w równowadze w tych warunkach ulega zwiększeniu, czego wynikiem jest niższy poziom wartości naprężenia uplastyczniającego.

W przypadku znacznego odkształcenia plastycznego na gorąco, zwłaszcza w metalach o małej energii błędu ułożenia przebiega proces rekrystalizacji dynamicznej. Rekrystalizacja ta zachodzi podczas samego odkształcenia plastycznego w chwili, gdy nawet lokalnie wartość odkształcenia przekroczy wartość krytyczną slz. Wielkość krytycznego odkształcenia zależy od temperatury, prędkości odkształcenia, składu chemicznego stopu oraz przeprowadzonej poprzednio obróbki cieplnej i mechanicznej. Nowe ziania powstające w wyniku przejścia frontu rekrystalizacji dynamicznej nasycają się ponownie dyslokacjami w następnym etapie odkształcenia. Proces ten nie powoduje zatem powstania stabilnej struktury. Zarodki rekrystalizacji dynamicznej powstają podobnie jak podczas rekrystalizacji statycznej, przy czym znaczne zwiększenie prędkości odkształcenia sprzyja zarodkowaniu przez migrację odcinków szeroko-kątowych granic ziarn pierwotnych. Podwyższenie temperatury przeróbki plastycznej na gorąco oraz zwiększenie wielkości odkształcenia sprzyja przyspieszeniu rekrystalizacji dynamicznej [94, 95].

Typy krzywych płynięcia - opisane powyżej zjawiska dobrze zilustrowane są krzywymi naprężenie - odkształcenie (rys. 4.4), charakterystycznymi dla procesu skręcania [23].

Zmiany wartości naprężenia w funkcji odkształcenia, wyznaczone w plastometrycznej próbie skręcania opisują trzy typy charakterystycznych krzywych [23]. 1) Krzywa typu A (rys. 4.4a), charakterystyczna dla odkształcenia przebiegającego w wyso

kich temperaturach oraz przy niewielkiej prędkości odkształcenia, może zostać podzielona na trzy etapy. W początkowej fazie odkształcenia plastycznego na gorąco (etap I), dominu

jącym jest proces umocnienia. Za początek drugiego przedziału (etap II) przyjęto uważać punkt w którym następuje zmiana dotychczasowego nachylenia przebiegu krzywej i jej zagięcie (punkt A). Wartość odkształcenia odpowiadającego temu punktowi zależy od rodzaju badanej stali, temperatury i prędkości odkształcenia. Zmiana przebiegu krzywej wywołana jest uruchomieniem procesów usuwania skutków gniotu. Dla odkształ-

odkształcenie , . . cen w drugim przedziale następuje

Krzywe płynięcia w układzie: naprężenie - . , odkształcenie [23] przyspieszenie tych procesów, do-

Rys. 4.4.


prowadzając do pojawienia się maksimum na krzywej, ich przewagi (ujemny współczynnik umocnienia) i ustalenia się stanu równowagi między procesami umocnienia i usuwania skutków odkształcenia (zdrowienie dynamiczne i rekrystalizacja dynamiczna). Dla odkształceń przekraczających wartość krytyczną s k r (punkt A) pojawia się rekrystalizacja dynamiczna, która jest procesem dominującym po przekroczeniu maksimum krzywej (punkt B). Trzecią część krzywej (etap III) stanowi krótszy lub dłuższy płaski odcinek. Materiał zachowuje się na tym etapie odkształcenia jak idealnie plastyczny. W tym zakresie ustala się równowaga pomiędzy procesami umocnienia i usuwania skutków odkształcenia i ten stan procesu odkształcenia nazywany jest stanem ustalonym. Przebiega on aż do momentu złomu próbki.

2) Zmniejszenie temperatury odkształcania i zwiększenie prędkości odkształcenia powoduje, że zmienia się kształt omawianej krzywej (krzywa typu B). Taki kształt krzywej zależności naprężenie - odkształcenie (rys. 4.4b) wskazuje, że dominującym aktywowanym cieplnie procesem jest zdrowienie dynamiczne.

3) Krzywa umocnienia uzyskana na drodze skręcania próbek w bardzo niskich temperaturach np. przy temperaturze otoczenia i dla bardzo dużych prędkości odkształcenia (rys. 4.4c -krzywa typu C) przebiega w sposób, który świadczy, że w materiale nie zachodzą dynamiczne procesy usuwania skutków gniotu, materiał ulega umocnieniu.

Kształty krzywych płynięcia, uzyskanych z prób plastometrycznych prowadzonych w różnych warunkach odkształcenia, odzwierciedlają zatem procesy zachodzące w metalu i umożliwiają wnioskowanie o zjawiskach zachodzących w nim podczas odkształcenia. Głównie dotyczy to zmian strukturalnych związanych z rekrystalizacją dynamiczną i zdrowieniem dynamicznym, ale i z procesami wydzielania i rozpuszczania faz oraz przemianami fazy rodzimej [94, 95]. Uzyskane informacje o wartości naprężenia uplastyczniającego i przebiegu krzywej płynięcia pozwalają na ocenę parametrów siłowych technologicznych procesów plastycznego odkształcania w danych warunkach.

4.5. Naprężenie uplastyczniające - opis analityczny

Właściwe opracowanie technologicznych procesów plastycznej przeróbki metali, jak również zaprojektowanie do ich realizacji odpowiedniego oprzyrządowania, wymaga znajomości sił i naprężeń niezbędnych do przeprowadzenia danego procesu. Znajomość siły nacisku całkowitego, potrzebnej do plastycznego odkształcenia, pozwala na właściwy dobór urządzeń, a więc walców o odpowiedniej średnicy i wytrzymałości, silników napędowych o wymaganej mocy, pras o odpowiedniej sile nacisku itp. Z kolei dane urządzenie i jego charakterystyka określa z góry wymiary odkształcanego metalu i możliwe do uzyskania odkształcenia w procesie przeróbki plastycznej na tym urządzeniu. Liczne badania i obserwacje wykazały, że warunkiem przejścia ze stanu sprężystego w stan plastyczny jest osiągnięcie pewnej wartości krytycznej naprężenia, którą nazywamy naprężeniem uplastyczniającym.

Obliczenie parametrów energosiłowych każdego procesu kształtowania plastycznego wymaga znajomości wartości naprężenia uplastyczniającego odkształcanej stali w danych warunkach. Naprężeniem uplastyczniającym a p definiuje się wielkość naprężenia potrzebną do


plastycznego odkształcenia przy prostym (jednoosiowym) rozciąganiu lub ściskaniu [70]. Wartość <jp uzależniona jest od cech stali (składu chemicznego, struktury, wielkości ziarna, poprzedzających operacji technologicznych itp.) oraz od parametrów termomechanicznych charakteryzujących dany proces odkształcenia. O wielkości niezbędnej do odkształcenia siły decyduje oprócz naprężenia uplastyczniającego, tarcie pomiędzy narzędziem a odkształcanym materiałem oraz warunki geometryczne w strefie odkształcenia, w tym wielkość powierzchni styku. Jeżeli rozpatrywany proces przebiega w sposób ciągły, ze stałą prędkością odkształcenia, to naprężenie uplastyczniające danego materiału zależy od wypadkowego działania równocześnie zachodzących procesów umocnienia, jako skutku umocnienia i relaksacji wynikającej z różnorodnych procesów aktywowanych cieplnie.

Jak już wspominano, na podstawie wyników badań plastometrycznych określa się tzw. charakterystyki materiałowe, mogące stanowić element baz danych dla programów komputerowych wspomagających projektowanie procesów przeróbki plastycznej. Naprężenie uplastyczniające podaje się zwykle w postaci funkcji jego zależności od parametrów termomechanicznych procesu, przy czym stałe określające tę funkcję wyznacza się dla danej stali na podstawie przeprowadzonych badań. Uzyskanie poprawnego opisu funkcji związane jest zarówno ze strukturą matematyczną jej zapisu, jak i metodyką eksperymentu. Klasyfikacja takich funkcji i kryteria doboru funkcji opisujących zależność naprężenia uplastyczniającego od parametrów procesu podane zostaną na podstawie wyczerpującej temat publikacji Grosma-na [23]. Autor stwierdził, że wybór takiej funkcji powinien uwzględniać zjawiska, które mają istotne znaczenie w modelu symulacji komputerowej danego procesu przeróbki plastycznej. Podstawowymi kryteriami decydującymi o doborze funkcji naprężenia uplastyczniającego są: zjawiska strukturalne, przebieg odkształcenia w funkcji czasu oraz zmiana orientacji osi głównych stanu odkształcenia w kolejnych fazach i etapach procesu.

Ze względu na możliwość występowania zjawisk strukturalnych, mających wpływ na wartość naprężenia uplastyczniającego należy wyróżnić procesy przeróbki plastycznej: na zimno, w podwyższonych temperaturach lub na gorąco.

Istotnym elementem klasyfikacji tych procesów ze względu na przebieg odkształcenia w funkcji czasu, jest ich ciągłość. Procesy kształtowania mogą być zatem prowadzone w sposób: ciągły lub sekwencyjny (odkształcenia oddzielone przerwami).

Wpływ zmiany orientacji osi głównych stanu odkształcenia w trakcie odkształcenia lub w kolejnych fazach i etapach kształtowania na wartość naprężenia uplastyczniającego jest jeszcze w fazie intensywnych badań. Ze względu na kryterium zmiany orientacji lokalnych składowych odkształceń głównych, procesy kształtowania można podzielić na: proporcjonalne i monofoniczne oraz nieproporcjonalne i niemonotonicznie. Klasyfikacja ta dotyczy zmian zachodzących lokalnie w kotlinie odkształcenia.

Funkcje naprężenia uplastyczniającego można podzielić na pięć grup różniących się rodzajem uwzględnionych parametrów opisujących warunki i przebieg odkształcenia oraz stan początkowy materiału, a mianowicie:


Grupę I stanowią funkcje a p = f(ej), uwzględniające jedynie wielkość odkształcenia bie

żącego (8j), a w niektórych odmianach naprężenia (e>p ) lub odkształcenia (e0) sta

nu początkowego.

Grupa II to funkcje a p =f(8j,8j,T), uwzględniające temperaturę (T), wielkość bieżącego

odkształcenia ( £ i ) i prędkość odkształcenia ( s i ) .

Grupa III to funkcje O p = f{si,£i,T,Cw), uwzględniające, oprócz temperatury, prędko

ści i wielkości odkształcenia, także stan wewnętrzny materiału (aw),

Grupę IV stanowią funkcje a p = f(ej,8j,T,t), w których zmiennymi niezależnymi są: tem

peratura, prędkość odkształcenia, wielkość odkształcenia oraz dodatkowo czas (t), Grupa V to funkcje uwzględniające zmianę orientacji osi głównych stanu odkształcenia w

trakcie jego przebiegu lub w kolejnych fazach i etapach kształtowania. Funkcje grupy I stosowane są w programach symulacji procesów przeróbki plastycznej

na zimno (tab. 4.1). Funkcje grupy II znajdują zastosowanie jako równania konstytutywne dla programów komputerowej symulacji procesów przeróbki plastycznej na gorąco i w podwyższonych temperaturach (tab. 4.2). Zasadniczy problem zastosowania funkcji tego typu polega na trudności dokładnego opisu zmian naprężenia uplastyczniającego (naprężenia płynięcia) dla całego zakresu odkształceń. Dotyczy to materiałów i warunków kształtowania, w których pojawiają się omówione uprzednio trzy zakresy przebiegu krzywych: intensywnego wzrostu do osiągnięcia maksimum, spadku i ustabilizowanego naprężenia. Rozwiązania tego problemu są różne, często sprowadza się to do opisu poszczególnych zakresów odrębnymi wzorami (funkcje sklejane).

Tabela 4.1. Krzywe umocnienia stosowane w programach symulacji procesów przeróbki plastycznej na zimno [23]

Lp. Autor wzoru Analityczna postać wzoru 1 - o p = o ° + c ( s i + e ? ) n

2 - a p = a ° + Ce'1

3 Swift a p = c ( S j + e < > ) "

4 Ludwik op=Ce?

5 Krupkowski a p = k z f 1

Oznaczenia: C, n, e 0 , a 0 , - stałe materiałowe Zi - odkształcenie teoretyczne m - funkcja odkształcenia wstępnego i teoretycznego


Tabela 4.2. Równania konstytutywne dla programów symulacji procesów przeróbki plastycznej na gorąco i w podwyższonych temperaturach [23]

Lp. Autor wzoru Analityczna postać wzoru

1

zależności zdefiniowane indywidualnie

przy opracowaniu wyników pomiarów

a p = Ce" 2 E K P ^ j s J e " 3 exp(aT)

2 zależności zdefiniowane indywidualnie


a p = C S , " 2 e x p ( n L 8 i ) ś i ^ + b ' T ) e x p ( a T )

3



a p = C e > l + b l T ) exp(n | 6 i ) e > ' + b ' T > exp(aT)

4


przy opracowaniu wyników pomiarów a p = C E i

n 2 exp(n l e j - ' ) 6 i

( n - , + b ' T ) e x p ( a T )

5



a p = C g i " 2 e x p ( - n 2 s i / s ] , ) s i

( n ' " F / T ) e x p ( a T )

Oznaczenia: C, n x - stałe materiałowe, T - temperatura.

Funkcje grup III i IV są stosowane sporadycznie. Zasadnicze przyczyny ich ograniczonego rozpowszechnienia związane są ze stosunkowo krótkim czasem jaki upłynął od ich opracowania oraz brakiem opisu tego typu funkcji dla większej ilości materiałów.

Funkcje, które spełniałyby warunki grupy V nie zostały dotychczas opracowane. Opracowanie takich opisów jest absolutnie niezbędne dla uzyskania prawidłowych wyników symulacji komputerowych procesów przeróbki plastycznej na zimno i w podwyższonych temperaturach, odznaczających się nieproporcjonalnym i niemonotonicznym przebiegiem odkształcenia.

Dobór funkcji naprężenia uplastyczniającego jest elementem decydującym o uzyskaniu poprawnych wyników symulacji procesu przeróbki plastycznej. Zastosowana w programach komputerowych funkcja musi uwzględniać rzeczywisty przebieg warunków lokalnych występujących w kształtowanym materiale i to zarówno fazy przygotowawczej (nagrzewanie, wstępna lub między operacyjna obróbka cieplna, studzenie w procesie transportu materiału, jak i fazy kształtowania [23].

Skutki nieprawidłowego opisu naprężenia uplastyczniającego są przyczyną uzyskiwania błędnych wyników analizy stanów odkształceń i naprężenia, parametrów siłowych procesów, a w przypadku zastosowania modelu termomechanicznego również bilansu cieplnego i rozkładu temperatury.

4.6. Wpływ parametrów procesu przeróbki plastycznej na naprężenie uplastyczniające stali

4.6.1. Wpływ wiełkości odkształcenia

Podczas odkształcenia na zimno, poniżej temperatury rekrystalizacji w początkowej fazie odkształcenia następuje intensywny wzrost naprężenia uplastyczniającego spowodowany umocnieniem dyslokacyjnym. W procesie odkształcania na gorąco charakter początkowego odcinka krzywej umocnienia (płynięcia) jest podobny, jednak największe naprężenia uplastyczniające są znacznie mniejsze.


Z różnych propozycji opisujących w pewnym przybliżeniu krzywą umocnienia najszersze zastosowanie znalazł wzór zaproponowany przez Swifta (tab. 4.1), który dla metalu całkowicie wyżarzonego (c0 = 0) sprowadza się do wzoru Ludwika (tab. 4.1). Krzywa ta przechodzi przez początek układu współrzędnych, co odbiega od rzeczywistego jej przebiegu, gdyż metal wyżarzony posiada określoną wartość naprężenia uplastyczniającego w chwili rozpoczęcia odkształcenia. Wartość cp0 jest niewielka, natomiast odkształcenia plastyczne występujące w procesach technologicznych są zdecydowanie większe.

Zagadnienie wpływu wielkości odkształcenia na naprężenie uplastyczniające podczas odkształcania na gorąco zostało omówione szczegółowo w rozdziale 4.4. Należy przypomnieć, że w procesach odkształcania metali i stopów w temperaturach przekraczających temperaturę rekrystalizacji, jak np. w procesie walcowania na gorąco, spadek wartości naprężenia uplastyczniającego może nastąpić na drodze zdrowienia i rekrystalizacji bądź podczas odkształcenia (zjawiska dynamiczne) lub też w przerwach pomiędzy kolejnymi odkształceniami (zdrowienie i rekrystalizacja statyczna). Dominujący mechanizm „zmiękczania" zależy od wzajemnego oddziaływania pomiędzy parametrami procesu: temperaturą, wielkością odkształcenia i prędkością odkształcenia, a także od takich cech materiału jak wielkość ziarna, charakterystyka wydzieleń i energia błędu ułożenia (EBU). W operacjach przeróbki plastycznej dynamiczne i statyczne zmiany strukturalne oddziałują ze sob% określając ogólne przeobrażenia struktury. Decydują one o wielkości naprężenia uplastyczniającego, stanowiącego najważniejszy czynnik decydujący o sile i energii niezbędnej dla dokonania odkształcenia.

Na rysunku 4.5 przedstawiono przykładowo krzywe zależności naprężenia uplastyczniającego od odkształcenia, uzyskane w wyniku badań plastometrycznych stali 45 wykonanych w zakresie temperatur 800-^1250°C dla stałej wartości prędkości odkształcenia ćj = 0,2 s"1.

180

£ 140

800°C 850°C 900°C 950°C

-*-1050°C -*-1150°C

800°C 850°C 900°C 950°C

-*-1050°C -*-1150°C

800°C 850°C 900°C 950°C

-*-1050°C -*-1150°C

WjC^^^-^—•—•—•—•—•—•—• —•— 12f >0°C 1 , 1 1 ' ' ' " i ' f

0 0.2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4

Rys. 4.5. Wpływ wielkości odkształcenia na naprężenie uplastyczniające a p stali 45 [52]: temperatura odkształcenia T=800- 1250°C, przy prędkości odkształcenia 8j = 0,2 s"1

4.6.2. Wpływ temperatury odkształcenia

Temperatura zmienia warunki aktywowanych cieplnie procesów zdrowienia, rekrystalizacji, wydzielania faz i przemian strukturalnych. Naprężenie uplastyczniające ciągle maleje ze wzrostem temperatury, o ile nie zmienia się budowa fazowa materiału [23]. W pewnych wa-

9 2 Teoretyczne podstawy kształtowania plastycznego

700

600

.5' 500 c N

§- 300 <D

' l 200

§• 100

V £ " , = 0 - 7

> \ l'

0 .2 " 4 = 0.1 s" 1

= 0,4

0.1'

0 200 400 600 800 1000

Temperatura T, ° C

0 200 400 600 600 1000

Temperatura T, ° C

400 000 800

Temperatura T, ° C

1000

Rys. 4.6. Wpływ temperatury na naprężenie uplastyczniające stali węglowej (0,15%C) dla różnych stopni odkształcenia 6j i prędkości odkształcenia 8j [15]

Wykres zależności naprężenia uplastyczniającego od gorąco przedstawiono na rys. 4 . 7 .

runkach w stopach metali uwidacznia się niemonotoniczny przebieg zmian naprężenia uplastyczniającego (rys. 4 . 6 ) .

Występują zakresy temperatur, w których naprężenie uplastyczniające wykazuje zauważalny wzrost, pomimo podwyższenia temperatury. Przyczyną tego wzrostu, w zależności od przedziału temperatur jego występowania, może być wydzielanie się nowej fazy, przemiana fazy rodzimej lub starzenie dynamiczne.

W przypadku wydzielenia nowej fazy wzrost wartości naprężenia uplastyczniającego następuje tylko wówczas, gdy materiał dwufazowy, lub wydzielona nowa faza ma dostatecznie dużą wartość naprężenia uplastyczniającego [ 9 5 ] . W stalach węglowych niemonotoniczny przebieg zależności naprężenia uplastyczniającego spowodowany jest zjawiskiem starzenia dynamicznego (rys. 4 . 6 ) . Zachodzący wzrost a p w zakresie temperatur 3 0 0 - r 5 0 0 ° C , przyjęto nazywać kruchością na niebiesko [ 1 5 ] .

Teoretyczne przesłanki dla większości materiałów, potwierdzone wynikami eksperymentów, wskazują na słuszność, w przedziałach temperatur pomiędzy przemianami fazowymi, gdzie przebieg zależności jest monofoniczny, zależności w postaci a

P = a p o e x P ( - a T ) ( 4 - 1 2 ) dla której a i a p o są to wielkości stałe, określone dla danej wielkości odkształcenia Si i prędkości odkształcenia ¿ 1 -

temperatury i wielkości odkształcania na


3 2 0

2 6 0

2 0 0

1 4 0

OZNACZENIA. ! - <PP - 0,2 2 - IPP = 0,4 3 - CPP = 0,6

OZNACZENIA. ! - <PP - 0,2 2 - IPP = 0,4 3 - CPP = 0,6

850 900 1050 1200 1350

TEMPERATURA,0 C

Rys. 4.7. Wpływ temperatury T i stopnia odkształcenia 8 ] na naprężenie uplastyczniające r j p stali

2H13, przy prędkości odkształcenia 8 J = 1 s"1 [71]

4.6.3. Wpływ prędkości odkształcenia

Wzrost prędkości odkształcenia skraca czas, w którym zachodzi odkształcenie. Z tego względu efekt zdrowienia i rekrystalizacji dynamicznej występuje słabiej. Doświadczalnie stwierdzono, że w zakresie prędkości odkształcenia istotnych dla procesów przeróbki plastycznej, przy stałej temperaturze i wartości odkształcenia, słuszna jest zależność

(4.13)

0,2 0,4 0,6 0,8 1 2

PRĘDKOŚĆ ODKSZTAŁCANIA

4

Rys. 4.8. Zależność naprężenia uplastyczniającego ap stali 45 od prędkości odkształcenia 8 ^ dla różnych temperatur odkształcenia T=800>1100°C i stopnia odkształcenia 8 j = 0,4 [95]

Znając przebiegi krzywych umocnienia dla różnych prędkości odkształcenia, można wyznaczyć wartość wykładnika m, czyli tzw. czułość na prędkość odkształcenia, przekształcając zależność (4.13) do postaci l o g O p =logC + mlogei (4.14)

W układzie współrzędnych podwójnie logarytmicznym wykresem tego równania jest prosta (rys. 4.8).

W temperaturze otoczenia czułość na prędkość odkształcenia ma minimalne wartości. W temperaturach przeróbki plastycznej na gorąco obserwuje się jednoczesny znaczący wpływ temperatury (rys. 4.9) i prędkości


(rys. 4.10) odkształcenia na wartość naprężenia uplastyczniającego stali wysokostopowych.

a) b)

\ \

1- 00H13 2 - 00H18M2NB 3 - < 00H25M1NB A - £ O0H18N10

1- 00H13 2 - 00H18M2NB 3 - < 00H25M1NB A - £ O0H18N10

\ \ \ \ \ \

-—\\

w \

\ \ \ \ 1 \

\

k -

\

— \ -

\

—

\ N

i i \ 1- 00H13

2- 00H18M2NÒ 3- < 00H25F/1NB 4- tń 00H18N10

\ 4

1- 00H13 2- 00H18M2NÒ 3- < 00H25F/1NB 4- tń 00H18N10 V

1- 00H13 2- 00H18M2NÒ 3- < 00H25F/1NB 4- tń 00H18N10

\ \

\ \

\ \ \ \-\\ >

\\ \ \\

7 A \ \

'S

>\

\

8 0 0 900 1000 1100 1200 T , 8 C 8 0 0 650 S00 1000 1100 1200 T, °C

Rys. 4.9. Zależność naprężenia uplastyczniającego: maksymalnego a p m a x (a) oraz przy złomie próbki A

P Z (b) od temperatury odkształcenia dla różnych stali wysokostopowych, prędkość odkształcenia 8 i = 4 s [45]

0 , 0 0 0 , 2 0 0 , 4 0 0 , 6 0 0 , 8 0 1 , 0 0 1 , 2 0 1 , 4 0

Rys. 4.10. Wpływ prędkości odkształcenia ej na naprężenie uplastyczniające ap, stal 50HSA, temperatura 1250°C [53]


4.7. Odkształcalność graniczna stali

Wielkość odkształcenia, jakie metal może znieść do chwili zniszczenia, jest ograniczona jego cechami, określanymi jako odkształcalność (zapas plastyczności). Istnieją ponadto ograniczenia ze strony procesu, określone przez odkształcenie graniczne. Odkształcenie graniczne zależy od wielu czynników, m.in. od temperatury, prędkości odkształcenia, stanu mechanicznego, obróbki cieplnej, wielkości ziarna, ilości zanieczyszczeń, kształtu i wielkości wtrąceń oraz wydzieleń fazowych.

W wielu wypadkach operuje się także pojęciem plastyczności. Plastyczność jest to zdolność materiału do odkształceń trwałych bez utraty spójności [60]. Metal znajduje się więc w stanie plastycznym w czasie przeróbki plastycznej, gdy naprężenia przekroczą warunek przejścia metalu w stan plastyczny, lecz nie przekroczą warunku zachowania spójności. Im większa jest wartość odkształcenia do pojawienia się pierwszych oznak pękania, tym wyższa jest plastyczność, niezależnie od wielkości przyłożonych sił.

Odkształcalność graniczna metalu o danym składzie chemicznym i określonej historii odkształcenia, to takie odkształcenie porównawcze, przy którym w strefie odkształcenia pojawiają się pęknięcia. Odkształcenie graniczne natomiast jest to takie odkształcenie, które można zrealizować w określonym procesie przeróbki plastycznej bez zniszczenia metalu lub przeciążenia urządzeń. Odkształcenie graniczne jest mniejsze od odkształcalności; w przypadku granicznym obydwie te wielkości są równe [45].

Znajomość wielkości odkształcenia, jakie metal może znieść do zniszczenia, jest ważna, ponieważ w nowoczesnych urządzeniach do przeróbki plastycznej materiały poddawane są coraz większym gniotom. Wielkość osiągalnego odkształcenia może mieć także znaczenie ekonomiczne, ze względu na czas trwania operacji technologicznych, a więc i wydajności urządzeń. Znajomość tego odkształcenia jest niezbędna ze względu na fakt, że w pewnych przypadkach konieczne jest ograniczenie wielkości odkształcenia w celu uniknięcia utraty spójności, mogącej spowodować powstanie wybraków i strat. W wielu technologiach istnieje jednak możliwość lepszego wykorzystania odkształcalności przerabianego metalu, a jej niewykorzystanie jest powodem nieusprawiedliwionego zwiększania kosztów produkcji. Dlatego zwiększając intensywność procesów, lub opracowując nowe technologie, należy uwzględniać odkształcalność graniczną materiałów. Aby zatem proces przeróbki plastycznej prowadzony był w sposób optymalny, niezbędna jest znajomość wartości dopuszczalnego trwałego odkształcenia, jakie metal może znieść do chwili pojawienia się pęknięć. Przy opracowaniu procesów technologicznych przeróbki plastycznej ważnym zagadnieniem jest znajomość charakterystyki plastyczności metalu w różnych temperaturach i dla zróżnicowanych prędkości odkształcenia, niezbędna do określenia bezpiecznych stopni odkształcenia.

Ustanowienie jednego wskaźnika plastyczności jest niemożliwe, ponieważ plastyczność zależy od mechanicznego schematu odkształcenia i nie jest stałą własnością W związku z tym, dla oceny plastyczności przy skręcaniu przyjmuje się wielkość odkształcenia określoną na podstawie liczby skręceń próbki do chwili pojawienia się oznak złomu (wzór 4.9).


1 6 0

H O

1 2 0

1 0 0

8 0

6 0

4 0

2 0

1 - 0 0 H 1 3 2 - 0 0 H 1 8 M 2 N B 3 - < 0 0 H 2 5 M 1 N B 4 - TO 0 0 H 1 8 N 1 0

ODKSZTAŁCENIE GRANICZNE

2 7 T N 2 R

Wielkość odkształcenia granicznego, określoną w próbach przemysłowych, można porównać z odkształcalnością określoną w warunkach laboratoryjnych tylko wówczas, gdy proces przemysłowy i warunki eksperymentu są zgodne pod względem stanu naprężenia i względnego położenia średniego naprężenia głównego [45]. Odkształcalność zatem zależy od stanu naprężenia w materiale. Doświadczalne określenie odkształcenia granicznego w zależności od temperatury i prędkości odkształcenia jest zadaniem złożonym. Odkształcanie próbki w wybranej metodzie badań powinno być monotoniczne lub zbliżone do monofonicznego. Dużą trudność w szeregu badaniach jest rejestrowanie momentu i miejsca powstawania mikropęk-nięć. Poprzez skojarzenie różnych metod badawczych (rozciąganie, ściskanie, skręcanie) można uzyskać związek odkształcalności z tzw. wskaźnikiem stanu naprężenia, który w procesach przeróbki plastycznej zmienia się w szerokich granicach. Na tle tych rozważań wydaje się, że metoda badań plastometrycznych w plastometrze skrętnym jest doskonałym sposobem jakościowej analizy odkształcalności. Pozwala ona na badania wpływu temperatury i prędkości odkształcenia, w stosunkowo szerokim zakresie zmienności tych parametrów, na wielkość odkształcenia granicznego. Wartość tego odkształcenia określana jest w prosty sposób na podstawie liczby skręceń w chwili złomu, przeliczanej na wielkość odkształcenia zastępczego, zgodnie ze wzorem (4.9).

Jak już zaznaczono, odkształcenie graniczne zależy od wielu czynników, m.in. od temperatury, prędkości odkształcenia, stanu mechanicznego, obróbki cieplnej, wielkości ziarna, ilości zanieczyszczeń, kształtu i wielkości wtrąceń oraz wydzieleń fazowych itp. Badania laboratoryjne i obserwacje w praktyce przemysłowej dowodzą, że plastyczność jest uzależniona od gatunku stali, jej stanu i parametrów procesu odkształcenia. Dla próby skręcania próbek okrągłych przyjmuje się zgodnie z wieloma poglądami [45], iż graniczny stopień odkształcenia A i z równa się zastępczemu odkształceniu plastycznemu w momencie utraty spójności metalu (pod-rozdz. 1.9), co - dla badań plastometrycznych, pokazano na rysunku 4.11.

8 0 0 8 5 0 9 0 0 1 0 0 0 1 1 0 0 1 1 5 0 1 2 0 0 1 2 5 0 T, ° C

Rys. 4.11. Wpływ temperatury odkształcenia T na rzeczywistą odkształcalność graniczną e i z stali stopowych [45]

5. Nierównomierność tarcia i odkształcenia w procesach przeróbki plastycznej 97

5. NIERÓWNOMIERNOŚĆ TARCIA I ODKSZTAŁCENIA W PROCESACH PRZERÓBKI PLASTYCZNEJ

""~~Tarciem"nazywamy zjawisko powstawania oporu przy przesuwaniu się jednego ciała po powierzchni drugiego, dla pokonania którego konieczna jest określona siła, nazywana siłą tarcia^W procesach przeróbki plastycznej najczęściej występuje tarcie poślizgowe.

' W każdej operacji kształtowania plastycznego, pomiędzy narzędziem odkształcającym, a kształtowanym plastycznie pasmem, występują określone warunki tarcia powierzchniowego, oddziałującego na straty energii odkształcenia, wynikające ze strat na pokonanie określonych oporów tarcia powierzchniowego. Zazwyczaj w rzeczywistych procesach odkształcenia, dla poprawienia ich sprawności (obniżenia tych strat), pomiędzy warstwy wierzchnie narzędzi i pasma wprowadzane są (najczęściej w sposób zamierzony) różne media, zmieniające warunki tarcia stykających się obu powierzchni trących/W związku z tym można przyjąć cztery przypadki współdziałania wierzchnich warstw stykających się powierzchni, określających warunki: - tarcia suchego,

tarcia granicznego, - tarcia płynnego, - tarcia mieszanego, tj. współdziałania tarcia granicznego z płynnym.

Tarcie suche to tarcie, przy którym występują największe opory płynięcia, a zatem straty energii. Jest ono przedstawiane za pomocą różnych przypadków stykania się warstw wierzchnich obu powierzchni, aż do całkowitego ich przylegania.

Tarcie graniczne jest szczególnym przypadkiem tarcia suchego, w którym obydwie współpracujące ze sobą powierzchnie rozdzielone są cieniutką warstewką naturalnie pozostałych innych ciał stałych, np. zgorzeliny.

Tarcie płynne zachodzi wówczas, gdy pomiędzy współpracującymi powierzchniami utworzony został celowo rozdzielający je filtr smarowy. Jest to przypadek zminimalizowania oporów tarcia, gdzie straty energetyczne ograniczono do strat tarcia pomiędzy warstwami smaru.

Tarcie mieszane jest szczególnym przypadkiem tarcia płynnego, przy którym grubość rozdzielającego filmu smarowego jest niedostateczna, by zapobiec lokalnemu stykaniu się nierówności obu trących się powierzchni.

Brak teoretycznego ujęcia problemu tarcia zmusza do korzystania z różnego rodzaju zależności empirycznych, nie zawsze dających zadawalającą wielkość sił tarcia. Ogólnie stwierdza się, że - poza specyficznymi cechami współpracujących warstw wierzchnich oraz mechanizmów tarcia, wielkość strat na tarcie uzależniona jest od warunków odkształceniowo-temperaturowych, prowadzonego procesu odkształcenia plastycznego. Prowadzi się więc liczne pomiary, określające wartość współczynnika tarcia ju lub czynnika tarcia m, w warunkach zbliżonych do rzeczywistych. Kilka z opracowanych metod pomiaru współczynnika tarcia zostanie omówione w dalszej części.


Zmienne warunki tarcia w dwóch wzajemnie do siebie prostopadłych kierunkach, wynikające np. ze specyfiki obróbki powierzchniowej narzędzi roboczych lub oddalenia od powierzchni tarcia, spowodują, iż opory płynięcia w tych kierunkach będą się znacznie różnić. Wywoła to w tej strefie tzw. nierównomierność wielkości sił tarcia (anizotropię tarcia), narzucającą zmienne warunki płynięcia pasma w tych kierunkach, a zatem jego nierównomierność odkształcenia, a w konsekwencji, wskutek różnego stopnia przerobu plastycznego, nierównomierność własności mechanicznych wyrobu, poddawanego odkształceniom plastycznym. Tarcie powoduje więc nadmierne miejscowe zużywanie i nierównomierne wyrabianie się narzędzi odkształcających, a wady powierzchni narzędzia pozostawiają ślady na powierzchni wyrobu, pogarszając jego jakość.

5.1. Nierównomierność tarcia powierzchniowego

Przy obróbce powierzchniowej na obrabianej powierzchni narzędzia pozostają rysy różnej głębokości, uzależnione od dokładności i rodzaju przeprowadzonej obróbki skrawaniem. Kierunek rys określony jest przez kierunek wzajemnego przemieszczania się noża skrawającego lub tarczy szlifierki względem ruchu obrabianego narzędzia (walca, matrycy itp.). Na przykład na walcach - po toczeniu i szlifowaniu, rysy przebiegają zgodnie z linią śrubową, zaś przy struganiu skierowane są równolegle do ruchu noża. Powoduje to tzw. nierównomierność (anizotropię) tarcia, tj. uzależnienie wielkości współczynnika tarcia od kierunku ruchu narzędzia skrawającego i dokładności obróbki mechanicznej, co przedstawiono w tabeli 5.1.

Tabela 5.1. Wartości współczynników tarcia określających nierównomierność tarcia [70]

Rodzaj obróbki Stan powierzchni Współczynnik tarcia Stosunek mechanicznej styku wzdłuż rys Lij w poprzek rys u.2

Struganie bez smaru 0,45 - 0,59 0,67 - 0,79 0 , 7 3 : 0 , 5 2 = 1,40

Struganie ze smarem 0,33 - 0,38 0,48 - 0,59 0 , 5 3 : 0 , 3 6 = 1,47

Podwójne bez smaru 0 , 2 4 - 0 , 3 1 0 , 3 0 - 0 , 4 1 0,35 : 0 ,27= 1,29 szlifowanie ze smarem 0 , 2 1 - 0 , 2 7 0,24 - 0,34 0,29 : 0 ,24= 1,20

Współczynnik tarcia wykazuje więc różne wielkości w zależności od warunków powierzchniowej obróbki mechanicznej. Stan taki powoduje więc, że poślizg metalu po narzędziu w poprzek rys jest utrudniony w znacznie większym stopniu niż wzdłuż rys, właśnie z powodu różnic w wielkości współczynnika tarcia. Z uwagi na to, że metal płynie tam, gdzie są mniejsze opory płynięcia (mniejszy JLIJ), a zatem i mniejsze naprężenia ścinające T , po ściskaniu próbki cylindrycznej przyjmuje ona kształt elipsy, której duża oś a - będzie usytuowana w kierunku zgodnym z ju1? a duża oś b - będzie usytuowana w kierunku zgodnym z |i2- W tym przypadku nierównomierność tarcia powierzchniowego określa się poprzez nierównomierność odkształcenia, charakteryzowaną przy spęczaniu tzw. współczynnikiem nierównomierności odkształcenia Xj = — > 1, przyjmującym wielkość A,T = 1 - gdy \x2 = m , lub Xj > 1 - gdy

b

M2 >Ml •


Stan powierzchni narzędzia zmienia się w procesie eksploatacji. Jeżeli szorstkość powierzchni zwiększa się, to rośnie i współczynnik tarcia. Podobny jest także wpływ stanu powierzchni odkształcanego metalu, przy czym np. przy wyrobach płaskich, walcowanych na gorąco duży wpływ wywiera obecność zgorzeliny, a walcowanych na zimno - gładkość pasma po wytrawieniu i rozrzut grubości blachy po przerobie gorącym.

Stan powierzchni narzędzia (jego szorstkość) wpływa na naprężenie tarcia, będąc bezpośrednio uzależnionym od jakości jego obróbki mechanicznej i zużycia podczas eksploatacji. Gładkość powierzchni narzędzi określana jest przez średnią wartość pierwiastka kwadratowego z pomierzonych występów i wgłębień. Dla określenia klasy gładkości powierzchni stosuje się przyrządy typu: profilometr, profilograf lub mikroskop interferencyjny.

5.2. Współczynnik tarcia - czynnik tarcia fVi

v Różnorodność zjawisk fizycznych, zachodzących przy współpracy narzędzi z odkszta: canym pasmem i tworzenie odkształceniem plastycznym innych powierzchni trących, wskazuje na potrzebę uwzględnienia zjawisk tarcia przy omawianiu procesów przeróbki plastycznej. Praktycznie przy uwzględnieniu tarcia korzysta się ze współczynnika tarcia JLI i czynnika tarcia m [59], przy czym: - współczynnik tarcia u. opisywany jest wzorem Coulomba

= oraz |u = tgp (5.1) P

czynnik tarcia m definiuje zależność

m = • = S— (5.2)

gdzie: [i - współczynnik tarcia, p - kąt tarcia, m - czynnik tarcia, p - nacisk normalny, a p - naprężenie uplastyczniające, ^ ^j^duostkową siła tarcia. Współczynnik tarcia u. (wz. 5.1) przyjmuje się jako stały dla danego narzędzia i materiału

(przy ustalonych warunkach temperaturowych i określonej mikrogeometrii powierzchni) oraz jako niezależny od prędkości względnego ruchu. W ujęciu współczynnika tarcia można określić jego wielkość w omawianych poprzednio przypadkach mechanizmów tarcia jako: - przy tarciu płynnym, JI = 0,001 -0,01, - przy tarciu mieszanym, JJ, = 0,03-0,10, - przy tarciu granicznym, JLI = 0,1-0,3, - przy tarciu suchym, u. = > 0,3.

Wielu badaczy preferuje inny opis naprężenia stycznego na powierzchni styku dwóch ciał, zgodnie z którym naprężenie to jest stałe i niezależne od nacisku normalnego p wy-


stępującego pomiędzy dwoma ciałami. Przyjmuje się w tym wypadku, że naprężenie pochodzące od tarcia x jest proporcjonalne do maksymalnego naprężenia stycznego, które opisać można czynnikiem tarcia m (wz. 5.2), przyjmującym wartości 0 < m < 1. W przypadku braku tarcia czynnik tarcia przyjmuje wartość m = 0, natomiast maksymalna wartość naprężenia stycznego, jakie może wystąpić na powierzchni styku dwóch ciał, otrzymamy dla m = 1. Jego wielkość nie może być opisana tabelarycznie, gdyż rzeczywiste jego wartości są ściśle związane z rodzajem i warunkami odkształceniowymi realizowanego procesu kształtowania plastycznego, np. w procesie ciągnienia prętów przez ciągadło stożkowe (rys. 5.1).

5.3. Smarowanie w procesach przeróbki plastycznej

W procesach przeróbki plastycznej szeroko stosuje się różnorodne smary, które zmniejszają nie tylko współczynnik tarcia, ale ostatecznie obniżają opory płynięcia w strefie odkształcenia. Ponieważ w tych procesach występują duże naciski jednostkowe, smar nie oddziela całkowicie obu trących powierzchni, w związku z czym mówimy o tarciu półpłynnym, przy którym smar winien cechować się dobrą aktywnością i lepkością.

Aktywność smaru jest to zdolność do tworzenia na powierzchni tarcia ochronnej warstwy, zależnej od obecności w niej powierzchniowo aktywnych związków, do których należą kwasy tłuszczowe, np. oleinowy, stearynowy, palmitynowy i ich sole, będące mydłami.

Lepkość smaru zapewnia odpowiedni opór z miejsca kontaktu narzędzia i pasma. Oba te czynniki stwarzają dogodne warunki do tarcia płynnego lub półpłynnego, w któ

rym naprężenie tarcia, niezbędne do pokonania tarcia wewnętrznego warstwy smaru, opisuje wzór Newtona w postaci

'-W ("> gdzie: n - współczynnik lepkości dynamicznej, v - prędkość poślizgu, h - wysokość warstwy smaru.

S t a l e : 40 H, 5 5 , ŁH 15

0 0,04 0,08 0,12 0,16 Współczynnik tarcia, p

Rys. 5.1. Zależność między czynnikiem tarcia m, a współczynnikiem tarcia u., określona doświadczalnie w procesie ciągnienia na zimno prętów pełnych [59]


czyli naprężenie tarcia płynnego nie zależy od nacisku normalnego, lecz - w przeciwieństwie do tarcia suchego, od powierzchni styku i lepkości smaru, a zależność od prędkości poślizgu jest także inna.

Przy przeróbce plastycznej na gorąco (specjalnie w wysokich temperaturach), przy dużych naciskach jednostkowych i długim czasie styku pasma z narzędziem, np. przy wyciskaniu stalowych prętów i rur, smar powinien mieć małe przewodnictwo cieplne, zabezpieczające narzędzie przed przegrzaniem.

Przy przeróbce plastycznej na zimno - z dużymi naciskami jednostkowymi i przy wysokich prędkościach odkształcenia, np. walcowaniu blach i taśm, ciągnieniu walcówki itp., gdy wydzielanie ciepła - powstającego wskutek energii odkształcenia i tarcia, jest duże, zastosowany smar - oprócz obniżenia współczynnika tarcia, a zatem i naprężenia normalnego, powinien także chłodzić narzędzie i metal, a zatem powinien cechować się dużą pojemnością cieplną.

Ponadto smaiy - stosowane w obu tych technologiach, powinny: nanosić się na narzędzi lub pasmo z dużą przyczepnością, być chemicznie pasywne, łatwo usuwalne po procesie odkształcenia plastycznego, ekologiczne dla otoczenia i łatwo zobojętniane po ich zużyciu. W zależności od warunków procesu odkształcenia plastycznego stosuje się następujące rodzaje smarów [56, 70]: - smary płynne, np. emulsje (mieszaniny olejów z wodą), oleje roślinne i mineralne, stoso

wane głównie w procesach przeróbki plastycznej z dużymi prędkościami, gdy winny one dobrze schładzać, oraz przy znacznych naciskach jednostkowych, gdy chodzi o bardzo dobre przyleganie smaru do pasma wskutek wysokiej jego lepkości;

- smary proszkowe, są to przeważnie sproszkowane mydła oraz grafit (często stosowany jako dodatek do emulsji);

- szkło; w postaci proszku lub waty szklanej, stosowane przy prasowaniu lub wyciskaniu metali, które w zetknięciu z gorącym metalem mięknie, szczelnie przylegając do powierzchni styku i chroniąc od przegrzania. W procesach przeróbki plastycznej na zimno drogą ciągnienia np. walcówki, prętów i rur

z wysokowytrzymałych stali i stopów, stosuje się różnego rodzaju tzw. warstwy podsmarowe, tj. pokrycia ułatwiające nanoszenie odpowiedniej warstwy smaru.

5.4. Doświadczalne metody określania współczynnika tarcia w walcownictwie

Metody określania współczynnika tarcia w walcownictwie polegają na wykorzystaniu i pomiarze sił tarcia w różnych fazach procesu walcowania, tj. bądź przy chwycie naturalnym (metoda kąta chwytu), walcowaniu w warunkach procesu ustalonego (metoda wyprzedzenia) lub przy utracie przyczepności pasma do walców (metoda hamowania).

Rzeczywiste wielkości współczynnika tarcia, otrzymane przy walcowaniu w różnych warunkach prowadzenia tej technologii, zestawiono w tabeli 6.1.


5.4.1. Metoda kąta chwytu naturalnego

Współczynnik tarcia przy walcowaniu można określić z warunku chwytu naturalnego (rys. 5.2), gdyż przy zetknięciu metalu z walcami działają siły: normalnego nacisku metalu na walce F - skierowane promieniowo, wypychające pasmo z kotliny odkształcenia, oraz siły tarcia T - skierowana stycznie, wciągające je do niej. W momencie chwytu naturalnego, gdy na doprowadzone do walców pasmo o dużej masie działają siły zewnętrzne: dociskająca je do walców siła Z, wywierana np. przez samotok, oraz siła bezwładności B, powstająca przy zmianie prędkości ruchu pasma, można je uwzględnić przy opisie tego zagadnienia.

Rozpatrując równowagę składowych sił w odniesieniu do osi poziomej x otrzymamy zależność

- F x + T x - | + | = 0 (5.4)

Uwzględniając, iż: Fx = Fcos(90-a)= Fsina T x = Tcosa = juFcosa oraz po podstawieniu zależności (5.5) do wzoru (5.4) otrzymamy

— + uFcosa = Fsina +— 2 2

Po przekształceniach doprowadzamy ją do postaci B - Z

(5.5) Rys. 5.2. Równowaga sił przy chwycie naturalnym (a = p) w obecności sił zewnętrznych [56, 60]

(5.6)

H = tga + — (5.7) 2Fcosa

Jeśli nie działa siła zewnętrzna Z, a siłę bezwładności B można pominąć, to warunek chwytu pasma przez walce przyjmie postać Li = tgp = tga, czyli p = a (5.8)

5.4.2. Metoda wyprzedzenia maksymalnego

Współczynnik tarcia w ustalonym procesie walcowania możemy określić na podstawie wyprzedzenia polegającego na tym, że prędkość metalu opuszczającego walce, jest większa od poziomej składowej prędkości obwodowej walców. Wielkość wyprzedzenia praktycznie można określić metodą doświadczalną, tj. metodą znakowania, polegającą na walcowaniu próbki płaskiej (h0 = const) z różnymi gniotami względnymi £h w walcach, mających na pobocznicy beczki nacięte znaki w odległości L0, które po przewalcowaniu odcisną się na próbce w odle-


głości Lh (rys. 5.3). Dokonując na zimno pomiarów tych odległości można wielkość wyprzedzenia obliczyć wzorem

(5.9)

2$

-o* 2,<

2,0

1.6

<2

0.4

o

4 6 8 10 i > 14 16 U Swh, %

Rys. 5.3. Schemat metody znakowania (a) i zależność wyprzedzenia S^ od gniotu względnego ew h (b) [60, 70]

Wobec tego dla każdego przypadku określamy kąt chwytu zależnością

f i A h a = arceos 1 | = arceos

oraz wielkość gniotu względnego

\ h 0 - h ,

v D

Ah

(5.10)

(5.11)

Znając zależność wielkości wyprzedzenia dla każdego gniotu konstruujemy wykres

S^ = f (ewh) = fi (a), a - po określeniu maksimum tej zależności, obliczamy kąt tarcia


p = Ot (5.12)

oraz przynależny mu współczynnik tarcia u. = tg p .

5.5. Doświadczalne metody określania współczynnika tarcia w kuźnictwie

Inną grupę metod stanowią metody określania współczynnika tarcia w kuźnictwie, które polegają na wykorzystaniu i pomiarze nierównomierności sił tarcia w różnych operacjach procesu kucia swobodnego, tj. przy spęczaniu (metoda stożków) i wydłużaniu (metoda klina) lub przy dużych naciskach jednostkowych (metoda pierścieni).

Rzeczywiste wielkości współczynnika tarcia, otrzymane przy kuciu wg różnych operacji i warunków prowadzenia tej technologii, zestawiono w tabeli 5.3.

5.5.7. Metoda stożków Siebela-Pompa

Istota metody polega na spęczaniu - ze stałą siłą nacisku F, cylindrycznych próbek o wymiarach h0/d0 < 2,0-2,5, które na swoich powierzchniach czołowych (górnej i dolnej) mają stożkowe wcięcie o kącie a. Używane do spęczania płyty naciskowe (kowadełka) mają również nacięte stożkowe wcięcie o kącie a.

Na stożkowej powierzchni próbki działają: normalna siła nacisku Fn i siła tarcia T (rys. 5.4). Siłę Fn - nacisku na pobocznicę stożka można rozłożyć na składowe: - siłę Fi równoległą do osi próbki

F , = - Ł - (5.13) cos a

- siłę F2 działającą na tworzącej stożka F 2 = F n t g a , (5.14) która przeciwdziała sile tarcia na tworzącej stożka T = uFn .

a) b) c) d)

Rys. 5.4. Schemat działania sił (a) oraz kształt próbek cylindrycznych po ściskaniu: beczkowaty, gdy tg a < Lt (b); cylindryczny, gdy tg a = u. (c) i wklęsły, gdy tg a > ju (d) [19, 60, 70]


Rozważmy trzy możliwe przypadki spęczania. Przypadek A, gdy T > F2, czyli uFn > Fn tg a , wobec tego \i > tg a oraz p > a (5.15) Wówczas ściskana próbka przyjmuje kształt beczkowaty, wskutek maksymalnego hamowania płynięcia metalu na powierzchni styku z płytami naciskowymi, malejącego w miarę dochodzenia do warstw środkowych na wysokości próbki, które są hamowane w stopniu minimalnym, tylko przez siły spójności metalu. Takie warunki powodują więc, iż w przekroju poprzecznym próbka uzyskuje kształt beczkowaty: pod kowadełkami ma najmniejszą średnicę, zaś w środku - największą.

- Przypadek Z?, gdy T = F2, czyli uFn = Fn tg a , wobec tego \x = tg a oraz p = a (5.16) Wówczas ściskana próbka przyjmuje kształt cylindryczny, wskutek jednakowego hamowania płynięcia metalu na powierzchni styku z płytami naciskowymi, wyrównującego się w miarę dochodzenia do warstw środkowych po jej wysokości próbki, które są hamowane tylko przez siły spójności metalu. Takie warunki powodują więc, iż w przekroju poprzecznym próbka uzyskuje kształt cylindryczny: pod kowadełkami ma taką samą średnicę, jak i w środku.

- Przypadek C, gdy T < F2, czyli uFn < Fn tg a , wobec tego JLX < tg a oraz p < a (5.17) Ściskana próbka przyjmuje kształt wklęsły, wskutek minimalnego hamowania płynięcia metalu na powierzchni styku z płytami naciskowymi, rosnącego w miarę dochodzenia do warstw środkowych na wysokości próbki, które są hamowane w stopniu nieco większym, tylko przez siły spójności metalu. Takie warunki powodują więc, iż w przekroju poprzecznym próbka uzyskuje kształt wklęsły (hiperboloidy obrotowej): pod kowadełkami ma największą średnicę, zaś w środku - nieco mniejszą.

5.5.2. Metoda klina Tarnowskiego k *

Inną metodą-jest rfirtodą wydłużania.próbki klinowej, której pobocznica jest nachylona do poziomu pod kątem a, pomiędzy odpowiednimi płytami ściskającymi, z których jedna ma kąt pochylenia równy a, a druga jest pozioma. Metoda ta może modelować proces walcowania z rosnącym gniotem bezwzględnym.

Czynne siły (rys. 5.5), występujące na powierzchni pochylonej pod kątem a, można rozłożyć na składowe poziome i pionowe, opisywane równaniami: - składowe poziome:

N l x = Nj sina N 2 x = N 2 sina T l x = Tj cos a = jaN} cos a T 2 x =T 2 cosa = uN 2 cosa

składowe pionowe:

(5.18)

(5.19)


(5.20)

(5.21)

N l y = Nj cosa

N 2 y = N 2 cosa

T l y =Tj sina

T 2 y =T 2 s ina

Następnie wielkość sił poziomych - przy założeniu, iż: b = const, tj. klin ma stałą szerokość,

- p = const, tj. średni nacisk jednostkowy nie zmienia się, można opisać zależnościami: N l x = pF j sina = p b x j sina N 2 x = pF2 sina = pbx 2 sina T l x = jLipFj cosa = | u p b x 1 cosa T 2 x = |LipF 2 cosa = | u p b x 2 cosa

Równanie równowagi sił na oś x ma postać N l x + N 2 x + T l x - T 2 x =0 (5.23) które po podstawieniu zależności (5.22), po skróceniu przez iloczyn pb i redukcji, doprowadza się do ostatecznej postaci

, . _ X 2 + X 1

(5.22)

x 2 - t g a (5.24)

4

a) b)

\ N

{

m X 2

Rys. 5.5. Próbka klinowa: przed odkształceniem (a) i po odkształceniu (b) oraz schemat działania sił (c) w metodzie klina Tarnowskiego [19, 60, 70]


5.5.3. Metoda pierścieni Burgdorfa

Metoda zgniatania pierścieni oprócz tego, że jest metodą stosunkowo prostą i szybką, ma dodatkowo tę zaletę, że pozwala na zadawanie dużych nacisków jednostkowych, co umożliwia wywieranie dużych odkształceń plastycznych - na prasie z małymi, lub na młocie z dużymi prędkościami odkształcenia. Wadą tej metody jest nierównomierny rozkład nacisków jednostkowych i sił stycznych na powierzchniach styku.

Sposób wyznaczania współczynnika tarcia polega na spęczaniu pierścienia między płaskimi płytami i pomiarze średnicy wewnętrznej oraz wysokości próbki po spęczeniu. Do badań używamy próbek pierścieniowych ze stali miękkiej o wymiarach i tolerancjach wymiarowych, przedstawionych na rysunku 5.6. Po zmierzeniu wymiarów początkowych próbki wykonujemy operację jej ściskania do żądanej wysokości.

Wysokość p i e r ś c i o n k a - h Ł , mm

Rys. 5.6. Pierśeień do próby zgniatania metodą Burgdorfa (a) i nomogram do określania wartości współczynnika tarcia w funkcji wymiarów pierścienia po zgnieceniu (b) [19]


Istota tej metody oparta jest na spostrzeżeniu, że istnieje korelacja między oporami tarcia a zmianą wymiarów otworu spęczanego pierścienia. Przy spęczaniu bez udziału sił tarcia (JI = 0) przemieszczanie poszczególnych wycinków pierścienia byłoby proporcjonalne do ich odległości od osi symetrii, a próbka miałaby kształt cylindryczny. Tarcie (jn > 0), występujące w strefie styku, zakłóca równomierne płynięcie metalu, co znajduje swoje odbicie w zmianie wymiarów średnicy zewnętrznej i wewnętrznej spęczanego pierścienia, natomiast przy dużych oporach tarcia średnica otworu ulega wyraźnemu zmniejszeniu (dwi < dw 0), przy pewnej granicznej wartości tarcia średnica otworu może pozostać bez zmiany (dw ] = dw 0). Przy niezbyt dużych oporach tarcia wystąpi nieznaczne zwiększenie średnicy otworu (dw l > dw 0).

Po zgnieceniu mierzymy próbki, określając średnicę zewnętrzną d z ], wysokość hj oraz -przy pomocy specjalnego czujnika, grubość ścianki g{. Pomiary te pozwolą nam określić wielkość średnicy wewnętrznej d w ] ze wzoru d w l = d z ] - 2gj. Znając wartość średnicy wewnętrznej d w ] i wysokość pierścionka h{ po ściskaniu wyznaczamy wielkość współczynnika tarcia, posługując się nomogramem, opracowanym przez Burgdorf a, a przedstawionym na rysunku 5.6.

Próbę ściskania prowadzimy kolejno na pierścieniach: niesmarowanym oraz smarowanych przy użyciu jako środka smarującego: pasty grafitowo-molibdenowej, smaru łożyskowego i proszku mydła sodowego. Pozwoli nam to ocenić wpływ zastosowanego smaru na wielkość współczynnika tarcia.

5.6. Doświadczalne metody określania współczynnika tarcia w ciągarstwie

Ogólnie można przyjąć, że doświadczalne wyznaczenie współczynnika tarcia przy ciągnieniu należy określić takimi metodami, które możliwie wiernie odzwierciedlają charakter płynięcia metalu przez ciągadło. Polegają one na pomiarze i rejestracji pewnych parametrów procesu ciągnienia, których wielkości - wstawiane są do wzorów na współczynnik tarcia, wyprowadzonych przy określonych założeniach.

Rzeczywiste wielkości współczynnika tarcia, otrzymane przy ciągnieniu w różnych warunkach prowadzenia tej technologii, zestawiono w tabeli 5.2.

5.6.1. Metoda wirującego ciągadła Sachsa

W oparciu o warunek równowagi sił w obszarze odkształcenia ciągadła (rys. 5.7), wykonującego ruch obrotowy, Sachs wyprowadził w 1931 roku wzór, określający współczynnik tarcia JU w postaci

tga = cw

cw tga (5.25)

gdzie: Fc - siła ciągnienia przez nieruchome ciągadło, F c w - siła ciągnienia przez wirujące ciągadło (ciągadło obrotowe), n - prędkość obrotowa ciągadła,


v - prędkość ciągnienia, X - współczynnik wydłużenia, dk - średnica wyrobu po ciągnieniu, a - kąt ciągnienia.

Tabela 5.2. Współczynniki tarcia przy ciągnieniu okrągłych prętów pełnych [59, 98]

Materiał Stan przerobu plastycz Materiał ciągadła ciągniony nego stalowe węglik spiekany diament techniczny

stal nisko węglowa wyżarzony 0,07 0,07 0,05

stal nisko węglowa umocniony 0,06 0,05 0,04

stal wysokostopowa wyżarzony - 0,05-0,08 -miedź i stopy układu wyżarzony 0,08 0,07 0,06 Cu-Ni umocniony 0,07 0,06 0,05 brązy, nikiel wyżarzony 0,07 0,06 0,05 i stopy niklu umocniony 0,06 0,05 0,04

aluminium wyżarzony 0,11 0,10 0,08

aluminium umocniony 0,10 0,09 0,08

stopy aluminium wyżarzony 0,09 0,08 0,07

stopy aluminium umocniony 0,08 0,07 0,06

cynk i jego stopy - 0,11 0,10 -ołów - 0,15 0,20 wolfram i molibden nagrzany do 600-900°C - 0,25 0,20 molibden na zimno przy 20°C - 0,15 0,12

Rys. 5.7. Konstrukcja ciągadła obrotowego, wykorzystywanego w metodzie Sachsa [59, 98]: 1 gadło obrotowe, 2 - przekładnia zębata, 3 - skrzynka smarowa, 4 - silnik napędowy

cią-

Jak widać, metoda ta polega na pomiarze siły ciągnienia w ciągadle nieruchomym i wirującym, co pozwala (przy znajomości pozostałych parametrów procesu: c, v, X, dk, a) obliczyć współczynnik tarcia. Do wyznaczenia współczynnika tarcia nie jest wymagana znajomość naprężenia uplastyczniającego ap.


5.6.2. Metoda dzielonego ciągadła Mac Lellana

Jednym z dokładniejszych sposobów określania współczynnika tarcia jest, zaproponowana przez Mac Lellana w 1948 roku, metoda dzielonego ciągadła (rys. 5.8). Istota metody polega na przeciągnięciu metalu przez ciągadło, przecięte na dwie równe części płaszczyzną przechodzącą przez oś, przy równoczesnym pomiarze siły ciągnienia i siły rozpierającej dwie połówki ciągadła. Na rysunku 5.8 pokazano przykładowe rozwiązanie przyrządu do pomiaru wspomnianych wyżej sił.

Rys. 5.8. Przyrząd do pomiaru (a) oraz schemat sił i naprężeń (b) w dzielonym ciągadle przy określaniu współczynnika tarcia metodą dzielonego ciągadła [19, 59, 98]: 1 - śruby, 2 - dzielone ciągadło, 3 - jarzmo, 4 - tensometry oporowe

Równanie, pozwalające na obliczenie współczynnika tarcia, wyprowadzone zostało w oparciu o warunki równowagi elementu wyciętego w obszarze odkształcenia. Rozpatrywano warunki równowagi sił w kierunku ciągnienia i w kierunku do niego prostopadłym (kierunek sił rozpierających ciągadło), w wyniku czego otrzymano równanie

ASctga + 7 td k l k - 7i

v F ,

v F i AS

(5.26) 7r(ASctga + 7 rd k l k ) + AS

gdzie: AS = S 0 - S k - różnica przekrojów początkowego i końcowego ciągnionego wyrobu, F0 - siła ciągnienia, Fr - siła rozpierająca ciągadło, a - kąt ciągnienia, dk, lk - średnica i długość części kalibrującej ciągadła.

5. Nierównomiemość tarcia i odkształcenia w procesach przeróbki plastycznej 111

Jeżeli w równaniu (5.26) pominie się długość części kalibrującej ciągadła, jako parametr w małym stopniu wpływający na wielkość mierzonych sił, to otrzymamy

Fr c t g a Fr c t g a - Ti—— Fc = F c c t g a - 7 c F r = Ti Fc ( 5 2 ? )

l + T ^ c t g a F c + ^ r C t g a J_ + IR_ C T G A

Fc Ti Fc

Dla zwykle stosowanych kątów ciągnienia, wielkość l/n jest bardzo mała w stosunku do Fr/Fc ctg a i można ją pominąć. Otrzymamy wówczas uproszczone równanie

u ^ - ^ - c t g o t (5.28) 7iF r

W przypadku dokładnych pomiarów do obliczeń współczynnika tarcia należy stosować równanie (5.26), jako że istnieje wpływ części kalibrującej ciągadła na wielkość siły ciągnienia i siły rozpierającej ciągadło.

Wśród metod obliczeniowych w ciągarstwie, współczynnik tarcia określa się z pomiaru siły ciągnienia Fc i wzorów na naprężenie ciągnienia a c, uwzględniających szereg ważnych parametrów technologicznych procesu ciągnienia. Korzystanie z tak otrzymanych wzorów wymaga znajomości siły (naprężenia) ciągnienia, naprężenia uplastyczniającego, kąta ciągnienia oraz innych parametrów, takich jak np.: współczynnik wydłużenia, długość części kalibrującej ciągadła. O dokładności metody decyduje dokładność zastosowanego do obliczeń wzoru oraz dokładność pomiaru parametrów występujących we wzorze, ale przede wszystkim - siły ciągnienia. Zadawalające wyniki uzyskuje się wzorami, podanymi w podrozdziale 11.7.1.

5.7. Nierównomiemość odkształcenia w procesach przeróbki plastycznej 3 ^

5.7.7. Nierównomiemość odkształcenia przy walcowaniu

Analizując krzywe rozkładu jednostkowych naprężeń nacisku normalnego i naprężeń tarcia przy walcowaniu wzdłużnym pasm o zmiennej wysokości, gdy stosunek ld/h ś r zmienia się w przedziale np. od 0,5 do 3,5 można stwierdzić, że warunki odkształcenia w kotlinie walcowniczej zmieniają się znacznie, zarówno w kierunku wzdłużnym, jak i w kierunku poprzecznym [26, 70]. Zmienny stan naprężenia jest więc także nierównomierny w obu tych kierunkach.

Stwierdza się, iż na długości łuku styku (rys. 5.9a) w miarę równomierny rozkład naprężeń ern i i występuje przy ld/HŚR= 1,0-1,5. Natomiast przy ld/h śr < 0,5 maksima tych naprężeń występują zaraz za płaszczyzną chwytu, ale już przy wzroście ld/h ś r > 3,0 maksima rosną i przesuwają się coraz bliżej płaszczyzny wyjścia, gdyż na ten rozkład zwiększony wpływ wykazują naprężenia styczne, pochodzące od tarcia.

Rozkład tych naprężeń jest również nierównomierny na szerokości walcowanego pasma (rys. 5.9b), gdyż w zależności od stosunku b śr/ld mogą wystąpić jedno lub dwa maksima na krzywych rozkładu naprężeń normalnych na szerokości powierzchni styku, co jest ściśle uzależnione od tego stosunku.


Rys. 5.9. Krzywe rozkładu jednostkowych naprężeń: normalnych an i stycznych x na długości łuku styku (a) oraz naprężeń normalnych a z na szerokości łuku styku (b) [26]

Nierównomierny rozkład naprężeń w kotlinie walcowniczej wywołuje więc nierównomierny rozkład odkształceń. Analizując rozkład gniotu w kotlinie walcowania (rys. 5.10) dla przypowierzchniowych i środkowych warstw walcowanego pasma, można stwierdzić bardzo różny przebieg tego procesu odkształcenia.

Jak widać z rysunku 5.10a warstwy przypowierzchniowe (ozn. symbolem 1 - w środku, i 2 - na obrzeżu) początkowo ulegają intensywnemu odkształceniu (dla materiałów miękkich nawet przed chwytem), następnie gniot na odcinku A-A ma stałą wielkość, a w końcowym odcinku kotliny walcowniczej wzrasta, osiągając maksymalną wartość w płaszczyźnie wyjścia. Odkształcenie w warstwach środkowych (ozn. symbolem 3 - na środku, i 4 - na obrzeżu) narasta początkowo intensywnie wzdłuż kotliny walcowania, poczynając od płaszczyzny chwytu, osiąga swoje maksimum niedaleko poza płaszczyzną krytyczną, po której zachodzi już ze stałą wielkością. Odcinek A-A zmniejsza się zatem w głąb pasma (rys. 5.10b), stanowiąc strefę utrudnionego płynięcia plastycznego, zaś na powierzchni zewnętrznej odpowiada strefie przylegania. W wyniku takiego mechanizmu płynięcia w kotlinie walcowniczej występują strefy różnych odkształceń, co daje w paśmie - po jego odwalcowaniu, nierównomierność (anizotropię) odkształcenia, którą najczęściej ujawnia się poprzez nierównomierność (anizotropię) własności mechanicznych i użytkowych, np. blach.


a) b)

£ 0,08

5

O 0,04

< li 1

f / / /

/ /

0 4 8 12 16 2 0 24 1 ID X, MM

KIERUNEK WALCOWANIA

Rys. 5.10. Rozkład gniotu (a) i stref odkształcenia (b) przy walcowaniu wzdłużnym pasm w strefach odkształceń: ograniczonych A, maksymalnych B oraz pośrednich C i D [26]

Współczynnik nierównomierności własności blachy określić można za pomocą jednoosiowego rozciągania próbek, odpowiednio wyciętych z arkusza blachy (rys. 5.1 la), umocnionej drogą walcowania na zimno. Własności anizotropowe blachy uwidaczniają się w ten sposób, że składowe odkształcenia w obu kierunkach, prostopadłych do kierunku walcowania, nie są równe. Zjawisko to wykorzystuje się do określenia stopnia anizotropii blachy za pomocą tzw. współczynnika anizotropii Lankforda, wyrażonego wzorem

R = £2_ ^3

I N A

b„

ln g_

g o

(5.29)

gdzie: go, b 0 - początkowe: grubość i szerokość rozciąganej próbki, g, b - wymiary próbki po jej odkształceniu.

Dla cienkich blach wyznaczenie odkształcenia e3 przez bezpośredni pomiar grubości blachy przed i po odkształceniu obarczone jest dużym błędem. Dlatego też lepiej jest określać wartości 8 3 na podstawie pomiaru szerokości i długości próbki, korzystając z warunku stałej objętości materiału^ Współczynnik anizotropii oblicza się wówczas za pomocą wzoru

I N A

I n - ^ o lb

gdzie: 10,1 - długość części pomiarowej próbki przed i po rozciąganiu, b0, b - szerokość części pomiarowej próbki przed i po rozciąganiu.

Pomiary wymiarów próbki: b i 1 po odkształceniu przeprowadza się po umownym wydłużeniu próbki, które np. dla blach stalowych tłocznych wynosi ok. 20%. Wydłużenie to po-


winno być znacznie mniejsze od wydłużenia równomiernego. Pomiary należy przeprowadzić w co najmniej w dwóch miejscach próbki.

a) b)

współczynnik anizotropii R współczynnik cnizotropii R

Rys. 5.11. Schematy określania współczynników nierównomierności własności blachy [15]: a - pobieranie próbek, b - próbka z oznaczeniem odcinków pomiarowych oraz wykresy zależności współczynnika anizotropii dla blach wykazujących anizotropię: płaską (c) lub normalną (d)

Blachy mogą wykazywać dwa rodzaje anizotropii: płaską i normalną [15]. Płaska anizotropia własności blachy występuje wówczas, gdy w różnych kierunkach, leżących w płaszczyźnie arkusza, własności te są różne. Wyraźna zmiana wartości współczynnika anizotropii R - wraz ze zmianą kierunku walcowania - oznacza, że blacha wykazuje anizotropię płaską. Jeżeli własności blachy są identyczne we wszystkich kierunkach, leżących w płaszczyźnie arkusza, ale różnią się one od własności w kierunku prostopadłym (normalnym) do powierzchni blachy, to wykazuje ona tzw. anizotropię normalną własności blachy. Stała wartość R, wyraźnie różna od jedności, wskazuje, że występuje anizotropia normalna blachy.


5.7.2. Nierównomierność odkształcenia przy kuciu swobodnym

Operacja spęczania

Stan naprężenia i odkształcenia metalu o kształcie walcowym przy jego spęczaniu w kowadłach płaskich zależy głównie od warunków tarcia powierzchniowego i tzw. warunku smu-kłości próbki, tj. stosunku h0/d0 (podrozdz. 8.6.1).

Przy spęczaniu w kowadłach płaskich - gładkich [15], gdy wielkość współczynnika tarcia JLL = 0, wytwarza się w materiale liniowy stan naprężenia (rys. 5.12a), powodujący równomierne ściskanie próbki w całej objętości, niezależnie od warunku smukłości próbki. Na powierzchniach styku próbki z kowadłami nie inicjowane są siły tarcia. Wraz ze zmniejszaniem się wysokości pasma h wzrasta jego średnica*d, przy zachowaniu prostoliniowości pobocznicy walca. Nacisk jednostkowy a n, wywierany przez narzędzie odkształcające jest na całej powierzchni zetknięcia jednakowy i równy naprężeniu uplastyczniającemu ap.

' a) b)

Rys. 5.12J Wpływ warunków procesu spęczania okrągłej próbki w kowadłach płaskich [15]: a - proces —beztarciowy (ji = 0) oraz b - proces z tarciem (u > 0) na nierównomierność odkształcenia

oraz schemat naprężeń normalnych an i stycznych x

Gdy wielkość współczynnika tarcia p, > 0 (rys. 5.12b), wytwarza się w materiale stan naprężenia - zmienny w różnych punktach objętości metalu, będąc zależnym od wielkości stosunku ydo, co powoduje nierównomierne ściskanie próbki. Przy spęczaniu próbki cylindrycznej pod wpływem naprężeń normalnych an, wywołanych zewnętrznym narzędziem odkształcającym, na powierzchni styku powstają styczne naprężenia tarcia powierzchniowego T p , skierowane centrycznie przy obu powierzchniach styku do środka próbki, maksymalnie hamując płynięcie boczne metalu. W zależności od odległości od warstw środkowych próbki kolejne jej warstwy są hamowane w różnym stopniu (najmniejsze xs występuje w warstwach


środkowych), co oddziałuje na płynięcie metalu na boki. Takie warunki płynięcia powodują więc, że kształt pobocznicy ściskanej próbki jest beczkowaty, a stopień jej beczkowatości uzależniony jest od wielkości współczynnika tarcia \JL i stopnia odkształcenia przy spęczaniu.

Wzdłuż drogi stempla rośnie średni nacisk jednostkowy a n (wskutek wzrostu oporów płynięcia wywołanych przez siły tarcia), umacnia się metal oraz wzrasta powierzchnia nacisku, co obserwuje się jako wzrost siły nacisku stempla Fn. Ponadto przy spęczaniu wytwarza się przestrzenny stan naprężenia, powodujący nierównomierne odkształcenie w całej objętości próbki. Na przekroju podłużnym spęczanej próbki cylindrycznej można wyodrębnić trzy rodzaje stref odkształceń (rys. 5.12b):

Strefy A - przylegające do płaszczyzn czołowych próbki, odkształcają się najmniej, wskutek styku z narzędziem roboczym i działania sił tarcia, utrudniającego tym strefom płynięcie na boki.

Strefy B - największe odkształcenia, zarówno w kierunku osiowym, jak i promieniowym, występują w tej strefie, przy czym przejście z jednej do drugiej strefy następuje w sposób ciągły, tak że brak między nimi wyraźnie zaznaczającej się granicy.

Strefa C jest obszarem średnich odkształceń. Nierównomierność odkształcania się metalu podczas spęczania pogarsza znacznie jakość

wyrobu. Przy spęczaniu na zimno metal umacnia się nierównomiernie, a przy spęczaniu na gorąco zrekrystalizowane ziarna mają*w różnych strefach odkuwki różną wielkość, co w konsekwencji powoduje nierównomierność własności mechanicznych i użytkowych takiej odkuwki. Nierównomierność odkształcenia wpływa także na obniżenie wskaźników plastyczności i ograniczenie stopnia spęczania dla wielu metali.

Dlatego w praktyce duże znaczenie mają środki i celowe działania zmierzające do zmniejszenia nierównomierności odkształcenia, zarówno podczas spęczania, jak też pozostałych operacji kuźniczych. Do takich czynników - wpływających na obniżenie współczynnika tarcia, a zatem niejednorodności odkształcenia, zaliczamy: - spęczanie w kowadłach stożkowych przy kącie w matrycy a = arctg u., - dużą gładkość narzędzi w płaszczyznach bezpośrednio odkształcających, - podgrzewanie narzędzi do temperatury 200-300°C, - smarowanie pracujących płaszczyzn narzędzi, posiadających na nich rowki do zatrzymania

smaru,

- stosowanie podkładek z mas plastycznych pomiędzy metalem a narzędziem.

Operacja wydłużania Nierównomierność odkształcenia, występującą w równomiernie nagrzanym metalu, pod

czas wydłużania będzie omówiona w podrozdziale 8.6.2. Operacje spęczania i wydłużania stosowane są do wywarcia w kutym swobodnie metalu tzw. stopnia przekucia.

Stopień przekucia (podrozdz. 8.5) - określany jest przy wydłużaniu współczynnikiem wydłużenia, a przy spęczaniu stosunkiem wysokości odkuwki przed i po tej operacji. W wyrobie przekutym ziarna układają się we włókna, przebiegające w kierunku największego wydłużenia, co powoduje zmianę struktury i własności mechanicznych odkuwki. Kierunek przebiegu włókien zależy także od obranej metody kucia. Przy kuciu swobodnym pod młotem,


wskutek nierównomiernych odkształceń i dużych prędkości odkształcenia, kierunek włókien może się znacznie odchylać od kierunku płynięcia metalu. Przy kuciu swobodnym pod prasą hydrauliczną odchylenia te są znacznie mniejsze. Przy kuciu w matrycach zamkniętych kierunek włókien przebiega zgodnie z geometrycznym kształtem wyrobu, odpowiadającym największemu przerobowi plastycznemu. Małe stopnie przekucia powodują zwykle poprawę własności we wszystkich kierunkach. Przy większych stopniach przekucia następuje dalsza poprawa własności (głównie wytrzymałościowych) w kierunku najwyższego odkształcenia, z jednoczesnym pogorszeniem się własności (głównie plastycznych) w tym kierunku. Natomiast w kierunku poprzecznym zachodzą zmiany odwrotne. Zjawisko to odnosi się szczególnie do własności plastycznych kutego metalu, tj. wydłużenia, przewężenia i udarności.

5.7.3. Nierównomierność odkształcenia przy ciągnieniu

Podczas ciągnienia pełnego pręta metal jest ściskany na odcinku stożka zgniatania przez elementarne naprężenia normalne a n na całej powierzchni jego styku z ciągadłem, które wywołują powstanie elementarnych sił tarcia xn = jnan (rys. 5.13a). Taki stan naprężenia i odkształcenia panuje tylko w osi pręta, gdyż tarcie powoduje: - nierównomierny rozkład odkształceń na przekroju pręta, - występowanie naprężeń dopełniających między warstwowych.

a) b)

Rys. 5.13. Schemat naprężeń i odkształceń w osi (a) oraz rozkład naprężeń wzdłużnych <j\ i promieniowych ar na długości ciągadła (b) na przekroju wzdłużnym przy ciągnieniu pręta okrągłego w ciągadle stożkowym [59, 60, 70, 98]

Na element przestrzenny - wydzielony w stożku ciągadła, działają następujące naprężenia (rys. 5.13b), zmienne wzdłuż ciągadła:


- rozciągające 0 \ - działające do wierzchołka stożka, - ściskające GQ - działające do osi ciągadła, - ściskające a r - prostopadłe do kierunku działania naprężenia ciągnienia.

Charakter płynięcia metalu przez stożkowe ciągadło badać można doświadczalnie na podstawie analizy zmian kształtu i wymiarów prostokątnej siatki współrzędnych, naniesionej na przekroju wzdłużnym, przechodzącym przez oś symetrii ciągnionego pręta (rozdz.l 1.5). Na tej podstawie można zdefiniować szereg wniosków odnośnie charakteru płynięcia i stanu naprężenia w stożku ciągadła [59, 70, 98-100].

Wskutek działania tarcia warstwy bliskie powierzchni są hamowane. Siły spójności warstw metalu powodują jednakże, że szybkość odkształcenia tych warstw jest taka sama jak warstw osiowych. W wyniki tego pojawiają się międzywarstwowe dopełniające naprężenia rozciągające - w warstwach powierzchniowych, a ściskające - w warstwach wokół osiowych pręta ciągnionego (rys. 5.14a). Wskutek występowania naprężeń dopełniających występuje nierównomierny rozkład odkształceń na średnicy pręta, co wpływa na niejednorodność jego struktury i np. na różnicę twardości na przekroju poprzecznym (rys. 5.14b). Wielkość naprężeń dopełniających wzrasta wraz ze zwiększeniem się współczynnika tarcia i kąta ciągadła a, tj. kąta nachylenia tworzącej stożka do osi ciągadła stożkowego.

a) b)

Rys. 5.14. Rozkład naprężeń dopełniających (a) i twardości (b) na przekroju poprzecznym pręta okrągłego ze stali 45 przy ciągnieniu w ciągadle stożkowym o kącie 2ot = 12° ze zmiennym gniotem: z= 0% (1); z = 7% (2); z = 15% (3); z = 20% (4) [59, 60, 98]

Nierównomierność odkształcenia jest przyczyną występowania niejednorodnych własności na przekroju poprzecznym ciągnionych wyrobów [59, 70, 98-100].

5.8. Czynniki technologiczne wpływające na współczynnik tarcia

Wartość współczynnika tarcia zmienia się pod wpływem szeregu parametrów technologicznych procesu przeróbki plastycznej. Dla procesu walcowania na gorąco są nimi: rodzaj materiału walców i stan ich powierzchni, temperatura i prędkość walcowania oraz skład chemiczny walcowanego materiału.


Stan powierzchni walców i walcowanego pasma - decydującym czynnikiem jest jej chropowatość, gdyż w miarę jej wzrostu rośnie także współczynnik tarcia, sprzyjający warunkom chwytu. Na stan powierzchni wpływa skład chemiczny materiału walców i temperatura ich powierzchni oraz stopień i charakter zużycia powierzchni walców, nalepienia cząstek walcowanego pasma (rys. 5.15) i obecność innych niejednorodnych substancji, itp. Im bardziej plastyczny i podatny do przeróbki plastycznej jest walcowany metal, tym jest mniejszy wpływ jego stanu powierzchni na współczynnik tarcia.

0.6

0.5

0,3

02

1

,3

Q30 J

Ofi

0 3 -

0.15

900 1QOQ 1100 1200 TEMPERATURA, ° C

Rys. 5.15. Zależność współczynnika tarcia od stanu powierzchni walców żeliwnych przy różnych temperaturach i stanie ich powierzchni [26]: 1 - z siatką pęknięć, 2 - z nalepionymi cząstkami metalu, 3 - zgrubne szlifowanie

V 1

2

1000 1100 1200 1300 TEMPERATURA, ° C

Rys. 5.16. Współczynnik tarcia przy walcowaniu na gorąco w walcach: stalowych szorstkich (1), stalowych szlifowanych, pół-utwardzonych lub żeliwnych szorstkich, utwardzonych (2) i żeliwnych gładkich, szlifowanych (3) [26]

Skład chemiczny walców i walcowanego metalu - nalepianie się cząstek walcowanego metalu na walce żeliwne jest mniejsze niż na stalowe (rys. 5.16), co narzuca, iż te ostatnie wykazują większą wartość współczynnika tarcia. Wpływ składu chemicznego walcowanego metalu związany jest z jego wpływem na własności i skład chemiczny zgorzeliny. Ze wzrostem zawartości węgla współczynnik tarcia jest mniejszy (rys. 5.17), tj. im stal ma większą twardość, tym współczynnik tarcia jest mniejszy.

Temperatura walcowania - wpływa na stan powierzchni walców i pasma, skład i grubość warstwy zgorzeliny, ich własności mechaniczne itp. Współczynnik tarcia początkowo wzrasta (rys. 5.18), gdyż tworzą się twarde tlenki, następnie wykazuje maksimum, a od pewnego poziomu temperatur - gdy powstają już miękkie tlenki, zaczyna spadać, gdyż zgorzelina zaczyna spełniać rolę smaru.

Prędkość walcowania - przy jej wzroście współczynnik tarcia maleje, zwłaszcza w zakresie prędkości od 2 do 3 m/s (rys. 5.19), szczególnie przy walcowaniu na gorąco.


0 2 4 6 ° 4 8 i2 16 PRĘDKOŚĆ WALCOWANIA, M / S

Rys. 5.19. Zależność współczynnika tarcia od prędkości walcowania na: gorąco (a) i zimno (b) w warunkach smarowania olejem: mineralnym (1) i palmowym (2) [26]

Przy walcowaniu na zimno o wielkości współczynnika tarcia decydują: stan powierzchni walców i pasma, prędkość walcowania, a przede wszystkim rodzaj środka smarnego, tj. obecność w nim substancji powierzchniowo czynnych, których większe ilości zawarte są w olejach pochodzenia organicznego, co obniża tarcie. Im większy jest stosunek l d /h ś r , tym współczynnik tarcia jest wyższy, a obniża się wraz ze zwiększeniem grubości warstwy smaru (rys. 5.20).

Jako zalecane w obliczeniach można przyjmować wartości współczynnika tarcia przy walcowaniu na zimno JI = 0,02 -0,10 - ze smarowaniem, lub [x = 0,1 -0,2 - na sucho. Przy powszechnie stosowanych emulsjach walcowniczych w zależności od prędkości walcowania

= 0,05-0,08, a przy walcowaniu wygładzającym na suchych walcach piaskowanych \x = 0,20.


a) b)

GRUBOŚĆ WARSTWY SMARU, P M

2 4 6 8 1 0

ld-/hśr

Rys. 5.20. Zależność współczynnika tarcia od parametru l d /h ś r (a) i grubości warstwy smaru (b) przy walcowaniu na zimno i smarowaniu: emulsją (z gniotem: s h = 10% (1) i e h =35% (2)) lub olejem rycynowym (z gniotem: s h = 10% (3) i s h = 25% (4)) [26]

W procesach kucia współczynnik tarcia przyjmuje wartości zbliżone do wielkości, charakterystycznych, jak przy walcowaniu na gorąco (tab. 5.3).

Tabela 5.3. Współczynniki tarcia metali i ich stopów przy kuciu w różnych temperaturach odkształcenia [137]

Temperatura, °C: Typ A stale

węglowe

Typ B Al i jego

stopy

T y p C Mg i jego

stopy

Typ D ciężkie metale

nieżelazne

T y p E Ni i żaroodporne stopy metali nie

żelaznych

a - odkształcenia T = kT t

Typ A stale

węglowe

Typ B Al i jego

stopy

T y p C Mg i jego

stopy

Typ D ciężkie metale

nieżelazne

T y p E Ni i żaroodporne stopy metali nie

żelaznych

(0,3-0,5) T t

(0,5-0,8) T t

(0,8-0,95) T t

0 , 3 1 - 0 , 3 5 0,35 - 0,45 0,45 - 0,35

0,30 - 0,40 0,40 - 0,48 0 , 4 8 - 0 , 5 1

0,24 - 0,32 0,32 - 0,37 0,37 - 0,40

0,24 - 0,32 0,32 - 0,34 0,34 - 0,30

0,20 - 0,24 0,24 - 0,26 0,26 - 0,28

b - topnienia T t 1135 - 1480 530 - 660 570 - 650 8 6 0 - 1080 1 3 2 0 - 1450

W procesie ciągnienia na zimno na wielkość współczynnika tarcia wpływa wiele czynników, z których najważniejsze to: rodzaj ciągnionego materiału, jakość smaru i warstwy pod-smarowej, stan powierzchni wyrobu i ciągadła, wielkość gniotu, nacisk jednostkowy na powierzchni ciągadła, prędkość ciągnienia, wielkość przeciwciągu itp. Z danych literaturowych wynika, że współczynnik tarcia przy ciągnieniu na zimno waha się w granicach \i - 0,02 - 0,10 , a w pewnych przypadkach może osiągnąć wartość \i = 0,15.

Na rysunkach 5.21 i 5.22 pokazane są zmiany współczynnika tarcia przy ciągnieniu wal-cówki stalowej, uzależnione od wybranych czynników technologicznych, jakimi są średni na-


cisk jednostkowy na stożku zgniatania, gniot w jednym ciągu lub prędkość ciągnienia. Stwierdzono, że współczynnik tarcia, określony przy ciągnieniu walcówki z dwóch gatunków stali, w zakresie badanych prędkości ciągnienia maleje przy zastosowaniu użytych środków smarnych.

a) b)

Średni nacisk jednostkowy, MPa Gniot, % Rys. 5.21. Zmiany wielkości współczynnika tarcia od średniego nacisku jednostkowego na stożku zgnia

tania (a) i gniotu w jednym ciągu (b) przy ciągnieniu na zimno walcówki stalowej [59, 98]

a) Stąl40H b) Stal 55

Prędkość ciągnienia Vc , m/min Rys. 5.22. Zmiany wielkości współczynnika tarcia od prędkości ciągnienia na zimno walcówki stalowej

w zależności od warunków smarowania [59, 100]: 1 - olejem maszynowym, 2 - olejem silnikowym, 3 - proszkiem mydła sodowego

PODSTAWY TEORETYCZNE

PROCESÓW PRZERÓBKI

PLASTYCZNEJ

6. Procesy walcowania wzdłużnego 125

6. PROCESY WALCOWANIA WZDŁUŻNEGO

6.1. Walce robocze, klatka walcownicza

Proces walcowania wykonują walce robocze, przy czym przepustem nazywa się jedno przejście metalu przez parę walców, bezpośrednio z sobą współpracujących, podczas którego wykonano określone odkształcenie plastyczne.

WALEC ROBOCZY - zależnie od rodzaju wyrobów można _3_ 2 je walcować w walcach o beczkach: - płaskich (rys. 6.la i b), na

których zachodzi swobodne poszerzenie metalu, mających zastosowanie do walcowania wyrobów płaskich typu blach i taśm, przy czym nazwa walcarki lub walcowni pochodzi od typu i przeznaczenia układu walcowniczego oraz długości beczki walca roboczego, czyli mówimy: walcarka nawrotna LI700; walcownia ciągła blach LI700, walcownia ciągła taśm L710itp.;

- bruzdowych (rys. 6.1c), na których zachodzi wymuszone poszerzenie metalu z uwagi na odkształcenie plastyczne w wykrojach, mających zastosowanie przy walcowaniu kęsów, prętów i walcówki, kształtujących je w wykrojach wydłużających, lub do walcowania wyrobów kształtowych typu ceowniki, dwuteowniki, teowniki, szyny i inne kształtowniki, bądź rury, przy czym nazwę walcowni lub zespołu walcowniczego narzuca typ i przeznaczenie układu walcowniczego oraz średnica czynna walców (lub koła podziałowego klatki walców zębatych) ostatniej klatki ciągu walcowniczego, czyli mówimy: walcownia duża (|)750; walcownia średnia (|)500; walcownia walcówki (j>250 itp.

Rys. 6.1. Walce robocze do walcowania wyrobów płaskich: z dwustronną rozetą (a) lub jednostronną łopatą (b) i wyrobów bruzdowych z dwustronną rozetą (c) [11, 30, 56]. Oznaczenia: 1 - beczka, 2 - czop, 3 - rozeta, 4 - łopata, L - długość beczki, li - długość czopa, 12 - długość rozety, D - średnica beczki, d - średnica czopa, dj - średnica rozety, d2 - średnica rdzenia rozety, r - promień zaokrąglenia czopa, rj - promień wcięcia rozety

126 Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

Z kalibrowania walców wiadomo, iż w beczce walca roboczego toczy się wycięcie zwane bruzdą, przy czym złożenie dwu bruzd walców, współpracujących ze sobą, tworzy wykrój walców, w którym walcowane pasmo uzyskuje kształt przekroju poprzecznego nazywany profilem wyrobu [56, 136].

Zasadniczą cechą walca jest twardość jego powierzchni roboczej i rodzaj tworzywa, z którego jest on wykonany. Wyróżnia się więc: - walce nie utwardzone (150+200 HB), wykonane ze staliwa, stali węglowej kutej lub żeli

wa szarego, a stosowane do walcowania w walcarkach: wstępnej i dużej, w walcarkach dziurujących do rur bez szwu;

- walce półutwardzone (250+300 HB), wykonane z żeliwa, staliwa lub stali kutej, a stosowane do walcowania w walcowniach: średnich i małych, w walcarkach blach oraz na walce oporowe w walcarkach kwarto;

- walce utwardzone (350+550 HB), wykonane ze stali stopowej lub żeliwa, a stosowane do walcowania na gorąco w walcarkach wykańczających: blachy i profile bruzdowe;

- walce utwardzone specjalnie (550+650 HB), wykonane ze kutej stali stopowej z dużą zawartością chromu, a stosowane do walcowania w walcarkach na zimno;

- walce specjalne (> 650 HB), wykonane z węglików spiekanych, a stosowane np. do walcowania w blokowych walcarkach wykańczających walcówkę. KLATKA WALCOWNICZA - walce robocze zabudowuje się w klatce walcowniczej

(rys. 6.2), w której zachodzi operacja walcowania. Naciski na odkształcany metal wywierane są więc bezpośrednio przez walce robocze, których czopy ułożyskowane są w łożyskach i ich obudowach, umieszczonych w stojakach klatki roboczej.

a) b)

Rys. 6.2. Klatka robocza o stojakach: zamkniętych (a) i otwartych (b) [11, 56]. Oznaczenia: 1 - stojak; 2 - walec; 3 - łożyska (poduszki); 4 - urządzenia do regulacji nastawy walców; 5 - ściąg; 6 -płyta fundamentowa

Klatka walcownicza (rys. 6.2) składa się więc z następujących elementów: 1 - stojaki (dwa) połączone ściągami; 2 - łożyska, w których obracają się czopy walców; 3 - urządzenia nastawcze, regulujące szczelinę (odstęp) między walcami, równoważące ich masę i do realiza-


cji przeciwugięcia; 4 - walce robocze, służące do zgniatania walcowanego pasma; 5 - osprzęt walców (tzw. uzbrojenie) dla wprowadzania i wyprowadzania pasma z wykroju walców; 6 -płyty fundamentowe, służące do połączenia stojaków z fundamentem walcarki.

W rejonie klatki roboczej umieszczone są także układy automatycznej kontroli i regulacji wymiarów pasm oraz parametrów procesu walcowania [11, 30, 56].

6.2. Walcarka, zespół walcowniczy, walcownia

WALCARKĄ nazywa się komplet urządzeń maszynowych z własnym indywidualnym napędem, o konstrukcji mechanicznej przystosowanej bezpośrednio do wykonania operacji walcowania, wchodzącej w skład realizowanego w cyklu technologicznym przerobu plastycznego.

—E5f

Rys. 6.3. Schemat kinematyczny laboratoryjnej walcarki kwarto L200 mm: Oznaczenia: 1 - główny silnik napędowy, 2 - sprzęgło; 3 - przekładnia zębata redukcyjna; 4 - klatka walców zębatych; 5 - łączniki; 6 - łożyska ślizgowe walców roboczych; 7 - łożyska toczne (baryłkowe, dwurzędowe) walców oporowych; 8 - czujniki tensometryczne do pomiaru sił nacisku lub bezpieczniki membranowe; 9 - walce robocze; 10 - walce oporowe; 11 - śruby naciskowe; 12 - silnik napędowy mechanizmu regulacji szczeliny walcowniczej (położenia walców górnych); 13 - przekładnia ślimakowa; 14 - sprzęgło synchroniczne; 15 - czujniki tensometryczne do pomiaru momentów obrotowych

Walcarka (rys. 6.3) składa się z następujących ogniw: - klatka walców roboczych (jedna - napędzana indywidualnie, lub kilka - napędzanych

grupowo) z łącznikami o odpowiedniej konstrukcji; - napęd główny, przenoszący ruch obrotowy od głównego silnika napędowego przez po

szczególne ogniwa mechaniczne układu pędnego; - klatka walców zębatych, rozdzielająca moment obrotowy od silnika napędowego na po

trzebny kierunek obrotów, zadawany poprzez kilka łączników, przekazujących go do kla* tek roboczych;


- przekładnia zębata - prosta lub kątowa, redukująca prędkość obrotową od strony napędu do wymaganej technicznie wielkości, charakterystycznej dla klatki roboczej;

- urządzenia pomocnicze takie, jak stoły podnośne, samotoki robocze, kantowniki, zwijarki itp., tj. urządzenia konieczne do realizacji operacji pomocniczych w linii technologicznej danej walcowni. Kryteria, wg których można podzielić walcarki to [9, 51, 126]:

- typ złożenia walców (rys. 6.4), tworzących wykrój walców w danej klatce; ułożenie walców w klatce - poziome lub pionowe;

- układ klatek w ciągu technologicznym. Walcarki mogą być usytuowane w kilku grupach klatek roboczych, tj.: wstępnej (klatka

nawrotna lub kilka klatek, pracujących posobnie), pośredniej i wykańczającej, które mogą być złożone z kilkunastu klatek - pracujących najczęściej w układzie ciągłym).

Rys. 6.4. Złożenia walców stosowane w klatkach roboczych walcarek [131]: 1 - dwuwalcowa; 2 -podwójne duo; 3 - trio przemienna; 4 - trio do blach; 5 - kwarto; 6 - kwarto nawrotne; 7 -seksto; 8 - dwunastowalcowa; 9 - dwudziestowalcowa; 10 - kwarto uniwersalne; 11 - uniwersalna do dwuteowników; 12 - kół; 13 - obręczy; 14 - okresowa do prętów; 15 - kul; 16 -kół zębatych

ZESPÓŁ WALCOWNICZY - to komplet urządzeń (rys. 6.5), przystosowanych do gatunku i temperatury przerabianego stopu oraz do wymiarów i kształtów produkowanych pasm. Jego typ konstrukcyjny nadaje nazwę całej walcowni, a charakteryzuje się go na podstawie


rozplanowania względem siebie walcarek roboczych, na charakter ich pracy oraz wielkość i kształt wyrobów walcowanych.

l ? 1111

Rys. 6.5. Części składowe zespołu walcowniczego, usytuowanego w grupach [56]: a - wstępnej (na-wrotna walcarka trio); b - pośredniej I (ciągła grupa walcarek duo w układzie H-V); c - pośredniej II (grupa walcarek duo w układzie H, układ szachownicowy); d - wykańczająca (ciągła grupa walcarek duo w układzie H-V). Oznaczenia: 1 - walcarki, 2 - urządzenia pomocnicze, tj. samotoki (2a - roboczy, 2b - dowożący, 2c - odwożący, 2d - skośny); 3 - nożyca; 4 -chłodnia, układ walców: poziomy H lub pionowy V

WALCOWNIA - składa się z kilku oddziałów, mających do wykonania określone operacje, wynikające z realizowanego cyklu walcowniczego: - skład materiałów wsadowych z urządzeniami do jego przygotowania poprzez: cięcie, apre-

turę powierzchni, zgrzanie poprzeczne; - piece grzewcze - w walcowniach gorących, lub agregaty ciągłego trawienia - w walcow

niach zimnych; - zespół walcowniczy wraz z wyposażeniem do walcowania i cięcia oraz zwijania wraz z

chłodnią; - wykańczalnia, wyposażona w maszyny do prostowania, cięcia, szlifowania, sortowania,

ewentualnie urządzenia do obróbki cieplnej lub także oddziały uszlachetniania produkcji gotowej np. cynkowania blach, ich profilowania;

- skład wyrobów gotowych i pakowania; - warsztaty pomocnicze i służby utrzymania ruchu (mechaniczny, elektryczny, tokarnia

walców itp.).

Szczegółową klasyfikację spotykanych w świecie walcarek i walcowni podano w pracach [11, 30-33, 56, 131]. Omawiają one także problematykę automatyzacji poszczególnych operacji technologicznych oraz stosowane układy do sterowania, automatycznej kontroli i regulacji wymiarów pasm oraz parametrów procesu walcowania, zapewniających uzyskanie największej jakości wyrobów walcowanych.


£.3. Warunek chwytu pasma przez walce (

W momencie pierwszego zetknięcia się pasma z walcami (rys. 6.6a) w punkcie A walec roboczy naciska na pasmo siłą normalną F, prostopadłą do jego powierzchni. W przypadku przyłożenia do pasma siły zewnętrznej Z (np. wskutek nacisku pasma dociskanego przez samotok podający) i siły bezwładności B (np. przy zmianach prędkości walcowania pasm o dużych masach) wskutek obrotu walca, pod działaniem siły F wystąpi w punkcie A siła tarcia T, styczna do walca i skierowana zgodnie z kierunkiem jego prędkości obrotowej.

a) b)

Rys. 6.6. Siły działające na pasmo w momencie chwytu wymuszonego - gdy a < p (a), oraz w ustalo-cc

nym procesie walcowania - gdy < p (b) [56]

Pasmo zostanie uchwycone przez walce w momencie chwytu wymuszonego, gdy będzie spełniony warunek równowagi sił osiowych, działających na jeden walec

T x = Teosa Fx = Fsina

T x + ^ > F X + ^ x 2 2

Ponieważ i

T = uF i Lt = tgp po przekształceniach otrzymamy

B - Z ł i > t g a + —

2Fcosa a po założeniu, iż Z « 0 oraz B = 0 uzyskany zależność p> a y

(6.1)

(6.2) (6.3)

(6.4)

(6.5)


W ustalonym procesie walcowania (rys. 6.6b), przy założeniu Z = B = 0 oraz pominięciu wyprzedzenia, otrzyma się warunek

oc cc TY = Tcos—>FY =Fsin— (6.6)

x 2 2 z którego po przekształceniach wynika zależność

H = J = tgp>tg-^, czyli p>-^ (6.7) F . 2 2

Informującą o tym, że w tej fazie procesu walcowania istnieje duży zapas sił tarcia w stosunku do warunków chwytu, które poprawiają się im większa jest siła wpychająca pasmo w walce, im mniejszy jest gniot bezwzględny, a większa średnica walca, a także im niższa jest temperatura i prędkość walcowania, gdyż wtedy wzrasta współczynnik tarcia.

Z zależności trygonometrycznych (rys. 6.6b) wynika, że

OD * 2 i Ah Ah cos a = = — = 1 = 1 (6.8)

OA R 2R D skąd można obliczyć kąt chwytu w dowolnych warunkach walcowania wzorem a = arccos^l--^-j (6.9)

Po przygotowaniu próbki klinowej [19, 60], można - po podaniu jej w walce robocze, nastawione na wielkość szczeliny S (odstępu między walcami), zapoczątkować proces walcowania, którego przebieg zachodzi z coraz większym gniotem bezwzględnym Ahm a x, przy stale rosnącej granicznej wielkości kąta chwytu am a x- Proces zachodzi aż do momentu utraty przyczepności na powierzchni styku, tj. gdy nastąpi ślizganie się walców po powierzchni próbki wskutek wyczerpania zapasu sił tarcia, czyli gdy spełniony zostanie warunek

P = a m a x marceos 1-Ah max

D = arceos I _ n m a x S (6.10)

Metoda maksymalnego kąta chwytu pozwala więc określić wielkość kąta tarcia w danych granicznych warunkach walcowania, uzależnionych od wielkości tarcia powierzchniowego. Występujące najczęściej przy walcowaniu współczynniki tarcia w momencie chwytu jLich oraz związane z nim wartości dopuszczalnego kąta chwytu a c h i wskaźnika gniotu Ah/D podano w tabeli 6.1.

6.4. Miary odkształcenia plastycznego

Pasmo poddane walcowaniu zmienia swoje wymiary liniowe: zmniejsza się jego wysokość, rośnie długość, a - w zależności od warunków tarcia w kotlinie odkształcenia, wzrasta lub nie zmienia się jego szerokość.

Ponieważ odkształcamy pasmo już zagęszczone, obowiązuje w tym procesie zasada stałej objętości, czyli V = const. Wykorzystując ją można zapisać stosunek


Tabela 6.1. Dopuszczalne kąty chwytu a c h i współczynnika tarcia juch oraz wskaźnika gniotu Ah/D [26, 56]

Rodzaj procesu Dopuszczalny kąt chwytu

m 0

&ch>

Współczynnik tarcia

Wskaźnik procentowy Ati

1 0 0 — , % , m m D

Warunki procesu 1 odkształcenia

Dopuszczalny kąt chwytu

m 0

&ch>


Wskaźnik procentowy Ati

1 0 0 — , % , m m D

1 I. Przy walcowaniu wyrobów stalowych na gorąco: Kęsiska kwadratowe i kęsy w walcach naciętych lub napawanych Kształtowniki Płaskowniki Blachy grube

24 + 32

20 + 25 24 + 25 1 5 + 2 2

0,45 + 0,62

0,36 + 0,47 0,45 + 0,47 0,27 + 0,40

8,3 + 16,7

6.2 + 9,1 8.3 + 9,1 3.4 + 7,1

II. Przy walcowaniu blach stalowych na zimno: Walce szorstkie, suche Walce szlifowane zgrubnie, smarowane olejem Walce szlifowane dokładnie, smarowane olejem mineralnym Walce polerowane, smarowane emulsj ą

8 + 10

6 + 7

3 + 5

2 + 3

0,15 + 0,18

0,10 + 0,12

0,05 + 0,09

0,04 + 0,05

1,0+1,5

0,6 + 0,8

0 ,1+0 ,4

0,08 + 0,14 III. Przy walcowaniu na gorąco blach i taśm z metali nieżelaznych:

Aluminium, temperatura 400 do 500°C, suche Aluminium, temperatura 400 do 500°C, smarowane parafiną Mosiądz, temperatura od 750 do 850°C Miedź, temperatura od 750 do 850°C Nikiel, temperatura 1100°C

13 + 15

9 + 1 3

12 + 15 15 + 18

22

0,23 + 0,27

0,14 + 0,23

0 ,21+0,27 0,27 + 0,32

0,40

2,6 + 3,4

1,2 + 2,6

2,2 + 3,4 3,4 + 5,0

7,2 1 IV. Przy walcowaniu na zimno blach i taśm z metali nieżelaznych: Mosiądz, smarowane olejem Aluminium, smarowane olejem mineralnym Miedź, smarowane olejem Cynk, smarowane naftą

3 + 4

4 + 5

6 + 7 7 + 8

0,05 + 0,07

0,07 + 0,09

0,10 + 0,13 0,12 + 0,15

1,4 + 2,4

2,4 + 3,8

0,6 + 0,8 0 ,7+1 ,0

^ L = R L \ R L R = ^ = 1 ( 6 - N )

V0 h 0 b 0 10

wyrażający związek między współczynnikami odkształceń, tj. współczynnikiem gniotu y, współczynnikiem poszerzenia p i współczynnikiem wydłużenia X. Po zlogarytmowaniu tego

związku (wz. 6.11) otrzymamy

lny + lnP-r-lnX = 8 h + 8 b +£\ = 0 (6.12)

wyrażający związek między odkształceniami rzeczywistymi.

W tabeli 6.2. zestawiono zależności opisujące miary odkształceń plastycznych we

wszystkich trzech kierunkach. W praktyce umownie przyjęto we wszystkich procesach prze

róbki plastycznej posługiwanie się pojęciem gniotu bezwzględnego obliczanego jako

Ah = ho -h ] .


Tabela 6.2. Miary odkształcenia plastycznego pasma poddanego walcowaniu

\^$liara odkształcenia F \ liczona na:

wysokości | szerokości długości 1 \^$liara odkształcenia F \ liczona na: walcowanego pasma ' i* X odkształcenie bezwzględne, mm Ah = hi - h 0 <0 Ab = bi - b 0 > 0 Al = l x - 1 0 >0

odkształcenie względne, £

wh = — < 0

h

0 b

0 £

wi = r - >0

H

odkształcenie procentowe, % G h = 1 0 0 e w h < 0 G b = 1 0 0 8 w b > 0 Gj =100s w l >0

współczynnik odkształcenia, y = ^ < l P = ^ > 1 b 0

X = ± > 1 lo

1 odkształcenie rzeczywiste, s h =lny <0 s b =lnp>0 8j =ln^>0

6.5. Parametry geometryczne kotliny odkształcenia

6.5.1. Parametry geometryczne kotliny odkształcenia przy walcowaniu na gorąco

Pasmo wchodzące między walce robocze tworzy kotlinę odkształcenia, opisaną na długości łuku styku kątem chwytu a (wz. 6.9).

Długość rzutu łuku styku metalu z walcem, opisanego w trójkącie AOD (rys. 6.6b), obliczamy z następującej zależności trygonometrycznej

' R _ > o . - ^ 2

2 J (6.13)

którą po rozwiązaniu doprowadzamy do postaci

l d = , R A h fAh^ 2

= VRAh (6.14) v ^ J

Łuk styku ts metalu z walcem obliczamy wzorem TiRa (6.15)

3 180 Jako rzut powierzchni styku metalu z walcem przyjmuje się powierzchnię obliczaną za

leżnością S d = b ś r l d (6.16) która daje zadawalającą dokładność przy walcowaniu na płaskiej beczce. Zagadnienie to przy walcowaniu w wykrojach kształtujących wymaga stosowania innych zależności [26, 56, 92, 136].

Ponieważ kąt chwytu może być co najwyżej równy kątowi tarcia, czyli p = aCh, można zatem przyjąć, że maksymalny gniot bezwzględny wynosi A h m a x = D ( l - c o s p ) (6.17)

Przekształcając trygonometryczną zależność na cos p do postaci


COSp :

V i + t g 2 p

oraz po podstawieniu tg p = ix otrzymamy ostatecznie wzór

A h m a x =D

(6.18)

(6.19)

Zbudowany w oparciu o zależność (6.19) wykres (rys. 6.7) pozwala w sposób wygodny wyznaczyć maksymalnie dopuszczalny gniot bezwzględny przy walcowaniu, zwłaszcza dla przypadków, odpowiadających warunkom walcowania na gorąco w walcach o płaskiej beczce.

6.5.2. Parametry geometryczne kotliny odkształcenia przy walcowaniu na zimno - sprężyste spłaszczenie walców

W poprzednich rozważaniach walce traktowano jako idealnie sztywne. Jednakże w rzeczywistości - wskutek nacisku metalu na powierzchnię styku, następuje - szczególnie przy walcowaniu na zimno, ich sprężyste spłaszczenie (rys. 6.8a), w wyniku którego grubość wyjściowa hi jest większa od założonej teoretycznie grubości hj o sumę promieniowych prze-


mieszczeń sprężystych walców, wskutek czego rzeczywista długość łuku styku lc przewyższa teoretyczną ld.

a) b)

Rys. 6.8. Schemat sprężystego spłaszczenia walców wg Hitchcocka (a) oraz nomogram do wyznaczania stosunku R7R dla walców: 1 - żeliwnych, 2 - staliwnych, 3 - stalowych, 4 - z węglików spiekanych [26, 56]

Według Hitchcocka [26, 30, 56, 92] promień walca spłaszczonego określa wzór

R =R l + 2c-b ś rAh

(6.20)

gdzie: R - promień walca sztywnego, mm, F - całkowity nacisk metalu na walec, kN, b ś r - średnia szerokość pasma, mm,

8 ^ - v 2 ) c = — ' - stała podatności sprężystej materiału walców, przyjmowana dla:

7lE • walców żeliwnych c = 0,02234 mm2/kN, • walców staliwnych c = 0,01280 mm2/kN, • walców stalowych c = 0,01083 mm2/kN, • walców z węglików spiekanych c = 0,00411 mm2/kN

F Fb = siła nacisku, przypadająca na jednostkę szerokości walcowanego pasma.

b ś r

Dla uproszczonego korzystania z zależności (6.20) opracowano nomogram (rys. 6.8b). Z kolei rzut długości łuku styku metalu ze spłaszczonym walcem lc podaje wzór

l c = l d ^ l + ^ F b ' (6 .21)

którą można przekształcić - przy Fb, w kN/mm, do postaci wzorów użytecznych przy obliczeniach sprężystego spłaszczenia walców: - żeliwnych l c = ^R(Ah + 0,04468Fb)


- staliwnych l c = ,/R(Ah + 0,02560Fb) (6.22)

- stalowych l c = ^R(Ah + 0,02166Fb)

- z węglików spiekanych l c = ^R(Ah + 0,00822Fb)

Zwiększenie łuku styku, a zatem powiększenie powierzchni styku metalu z walcem wskutek sprężystego ich spłaszczenia, jest szczególnie istotne przy walcowaniu na zimno, przy dużych naciskach jednostkowych, tj. gdy średni nacisk jednostkowy p ś r > 500 MPa.

6.6. Parametry kinematyczne kotliny odkształcenia

6.6A. Płynięcie pionowe - prędkość odkształcenia przy wakowaniu

Dla prostego przypadku zgniatania wielkość stopnia odkształcenia określona jest zależnością de = dh/h , definiująca prędkość odkształcenia wzorem w postaci

dt dt h h gdzie stosunek dh/dt = v h jest prędkością ruchu narzędzia roboczego w kierunku wysokości.

Przy walcowaniu prędkość odkształcenia przyjmuje zmienne wartości wzdłuż łuku styku pasma z walcami. W dowolnym przekroju, odległym o xe(0; l d ) od płaszczyzny wyjścia metalu z walców (rys. 6.9a), prędkość odkształcenia można wyrazić - zgodnie z równaniem (6.23), jako

s = ( 6 .24)

a) b) 40

30

x •co ¿ 0

PARAMETRY STAŁE: H, = 2 0 MM,

v D = 2 0 0 MM, N. N W = 1 S '

y *y /

5 0 4 0 3 0 1 . _ J _ ..

2

, ° ^ L D . M M

0,15 0 ,12 0,06 0,03 0CX, rad.

Rys. 6.9. Rozkład prędkości odkształcenia na łuku styku (a) oraz podczas walcowania pasma o jednakowej wysokości końcowej w walcach o stałej średnicy beczki i prędkości obrotowej, jednakże przy zmiennym gniocie względnym (b) [26]


Schemat zmian prędkości odkształcenia w kotlinie walcowniczej przy walcowaniu pasma o końcowej grubości hi = 20 mm w walcach o stałej średnicy D = 200 mm i prędkości obrotowej n w = 60 obr/min., lecz z różnymi gniotami względnymi s w h = 0,10-0,50 zobrazowano na rys. 6.9b.

Średnia prędkość odkształcenia w kotlinie walcowniczej jest równa

1 Jćs

a;dax

(6.25)

a c h o Po scałkowaniu równania (6.25) i przyjęciu uproszczeń otrzymać można - znane w prak

tyce walcowniczej, zależności: - wzórCelikowa e ~ V W A ł l

*d h o

wzór Ekelunda 2v„, Ah L h„+h,

(6.26)

(6.27)

Prędkość odkształcenia jest jednym z głównych czynników, które wywierają istotny wpływ na wielkość parametrów siłowo-energetycznych w procesie plastycznego odkształcania. Zagadnienie to nabiera istotnego znaczenia w zależności od technologii realizowanych procesów przeróbki plastycznej, które odznaczają się bardzo szerokim zakresem prędkości odkształcenia (tab. 6.3).

Tabela 6.3. Prędkości odkształcenia uzyskiwane w różnych procesach przeróbki plastycznej [70]

Proces odkształcenia plastycznego

Typ urządzenia realizującego ten proces

Osiągana w tym procesie prędkość odkształcenia, s"1

Walcownie wstępne 0,8 - 3,0 Walcownie bruzdowe duże 1,0-5,0

Walcowanie Walcownie bruzdowe średnie 1,0-25,0 Walcowanie Walcownie blach grubych i średnich 8,0-15,0 Walcownie ciągłe blach taśmowych 70,0- 100,0 Walcownie walcówki 75,0 - 300,0 Prasy hydrauliczne 0,03 - 0,06 Prasy korbowe 1,0-5,0

Kucie Prasy cierne 2,0-10,0 Młoty parowo-powietrzne 10,0-250,0 ' Młoty szybkobieżne 400,0 - 1400,0

Wyciskanie Prasy hydrauliczne Prasy mechaniczne

3-10 20-80

Ciągarki łańcuchowe 1,0-20,0 Ciągarki linowe 5,0-50,0

Ciągnienie Ciągarki bębnowe 25,0 - 600,0 Wielociągi bez poślizgu 120 - 1 500 Wielociągi z poślizgiem 5 000 - 60 000


6.6.2. Płynięcie poprzeczne - czynniki wpływające na poszerzenie

Odkształcane plastycznie pasmo, przechodzące przez kotlinę odkształcenia, w wyniku -zadanego na wysokości gniotu, nie tylko wydłuża się w kierunku osiowym, lecz również poszerza, czyli zachodzi płynięcie poprzeczne metalu w odniesieniu do kierunku walcowania. Płynięcie poprzeczne

W zależności od kształtu kotliny walcowniczej i warunków tarcia na powierzchni styku wyróżniamy poszerzenie [26, 55, 56, 60, 68, 70, 136]: - swobodne - przy walcowaniu na płaskiej beczce, gdzie płynięcie poprzeczne jest uzależ

nione od powierzchniowych sił tarcia, działających wzdłuż i w poprzek strefy odkształcenia, co ma miejsce przy walcowaniu wyrobów płaskich (blach i taśm oraz we wstępnych wykrojach osadczych);

- ograniczone - przy walcowaniu w wykrojach, gdzie płynięcie poprzeczne ograniczają siły tarcia i boczne ściany wykroju, co ma miejsce przy walcowaniu w wykrojach skrzynkowych oraz szybko wydłużających: kwadratowych i rombowych;

- wymuszone - jest wynikiem celowo zadanego przez dobór kalibrowania walców, nierównomiernego rozkładu gniotu na wysokości i szerokości pasma w wykrojach szybko wydłużających: owalnych i kołowych, oraz kształtujących przy walcowaniu profili złożonych typu kształtowników, tj.: kątowników, ceowników, dwuteowników, szyn, dźwigarów itp. Znajomość wielkości poszerzenia jest szczególnie istotna przy określaniu płynięcia po

przecznego metalu w wykroju, aby nastąpił właściwy proces wypełnienia danego wykroju walców, zapewniający taki gniot na wysokości, przy którym nastąpi prawidłowe jego wypełnienie, dający pożądany profil walcowanego pasma, bez zawalcowań, idących w odstępy walców. Czynniki wpływające na poszerzenie

W teorii walcowania do opisu płynięcia poprzecznego metalu wykorzystuje się najczęściej stosunek Ab/Ah nazywany wskaźnikiem poszerzenia [26, 56, 68, 70, 136]. O jego zmianach decyduje m.in. kształt kotliny odkształcenia, gdyż wydłużona (charakterystyczna dla profili bruzdowych) - sprzyja poszerzeniu, a poszerzona (charakterystyczna dla profili płaskich) - sprzyja wydłużaniu (co jest celem odkształcania tą technologią). Kolejno omówimy wpływ różnych czynników walcowniczych i geometrycznych, oddziaływujących na poszerzenie, czyli płynięcie poprzeczne w kierunku prostopadłym do kierunku walcowania.

Kształt przekroju pasma - narzucany jest wskaźnikiem jego przekroju poprzecznego 5 p = b 0 / h 0 , który osiąga maksimum - indywidualnie dla zmiennych gniotów względnych eh,

tylko dla pewnych wielkości (rys. 6.10 i 6.11), a przy innych maleje. Przy 8 p = b 0 / h 0 > 6

opory tarcia w kierunku poprzecznym są tak duże, że hamują zupełnie poszerzenie (np. przy walcowaniu taśm i blach).

Również wraz ze wzrostem bśr/ld (rys. 6.12) poszerzenie znacznie maleje, co jest charakterystyczne dla szerokich powierzchni styku.


Rys. 6.10. Wpływ kształtu strefy odkształcenia na: a - wskaźnik poszerzenia, b - nierównomierność odkształcenia przy walcowaniu próbek stalowych na płaskiej beczce [68]

walcowaniu na gorąco stali 45 [26] P^y walcowaniu [26]

Kształt powierzchni styku - przy większych wskaźnikach 8 p = b 0 / h 0 > 3 mamy do

czynienia z tzw. poszerzającymi się powierzchniami styku, które hamują poszerzanie pasm. Z kolei wydłużanie powierzchni styku, narzucanej przez wskaźnik 5 S = 1 /b§r", przez zwiększanie średnicy walców lub gniotu względnego 8 W H (rys. 6.13), powoduje w obu przypadkach wzrost długości łuku styku pasma z walcami, a więc rosną siły tarcia w kierunku walcowania, utrudniając wydłużenie i powodując wzrost tendencji do płynięcia poprzecznego, sprzyjającego więc poszerzaniu.


a)

0,2 OĄ as 08 A H H O

200 400 600 800 D, mm

Rys. 6.13. Zależność wskaźnika poszerzenia Ab/Ah od: a - gniotu względnego ewh, b - średnicy walców D[56]

Ab Ah 8 W H = 70%

swh=60%

8 w h = 50%

8 w h = 40%

Swh = 30%

... 900 900

Temperatura,°C Rys. 6.14. Zależność wskaźnika poszerzenia Ab/Ah

od temperatury przy różnych wielkościach gniotu względnego ew h dla stali St3 [26]

Temperatura walcowania - w zakresie temperatur odkształcania na gorąco w przedziale od 800 do 1100°C wykazuje ona różniące się oddziaływanie (rys. 6.14), tj. dla dużych odkształceń, dających tzw. wydłużone strefy styku, krzywe te wykazują maksyma, lecz dla małych odkształceń, dających tzw. poszerzone strefy styku, krzywe te wykazują minima.

Skład chemiczny stali (rodzaj walcowanego tworzywa), który przy różnej plastyczności oddziałuje głównie na współczynnik tarcia (rys. 6.15). Rodzaj struktury - według badań Bachtinowa, powoduje, iż współczynnik tarcia wzrasta dla stali: konstrukcyjnych i narzędziowych (o 25-35%), austenitycznych (o 40%), zaś dla ferrytycznych (o 55%), oddziałując bezpośrednio na poszerzenie bezwzględne. Rodzaj tworzywa (rys. 6.16a) dowodzi również, iż przy wzroście własności wytrzymałościowych maleje plastyczność, a zatem wielkość poszerzenia metalu w kotlinie odkształcenia.


Q < M=0,2 r \

/ /

JL- 0,4 20

30 40 50 Swh>% Rys. 6.15. Zależność wskaźnika Ab/D od gniotu

względnego s w h przy różnych wielkościach współczynnika tarcia (hśr/D = 2%; b/h = 3) [26, 70]

Wysokość początkowa pasma - przy jej wzroście maleje strefa wyprzedzenia, co obniża naprężenie osiowe, ułatwiające płynięcie wzdłużne, a zatem przy walcowaniu pasm grubszych maleje poszerzenie (rys. 6.16b).

Prędkość walcowania - z jej wzrostem maleje współczynnik tarcia [26, 60, 68, 136], co powoduje iż dla długich stref poszerzenie rośnie, a dla szerokich - maleje.

Ilość przepustów - rozłożenie gniotów na więcej przepustów, których ilość n określa się (znając współczynniki wydłużenia: całkowitego pasma i średniego dla danego procesu walcowania) wzorem

(6.28)

obniża wielkość całkowitego poszerzenia, będącego sumą jednostkowych poszerzeń z każdego pojedynczego przepustu.

a) b) 20

,16

12

PBL

Al

I Cu

// F c

• 4 F 8 12 16

&htmni

STAHS T*1150MC D~ 175 MM

• 7

¥ 7 $

8 12 16

Rys. 6.16. Zależność poszerzenia bezwzględnego Ab od gniotu bezwzględnego Ah przy: różnych walcowanych tworzywach (a) i zmiennych wysokościach początkowych pasma h0 (b) [26]

Zależności analityczne do opisu poszerzenia Poszerzenie bezwzględne określone może być teoretycznie, przy czym nowe metody ob

liczania parametrów poszerzenia ujmują szereg czynników walcowniczych kotliny odkształcenia według ogólnego równania [26, 68, 136]


Ab = f A h ; R ; ^ ; i c L ; ^ ; ^ (6.29)

Nowe metody opisywane są zależnością podaną przez Z. Wusatowskiego typu (3 = acdry- w , (6.30) gdzie: - współczynniki poprawkowe uwzględniają [26, 68]:

• temperaturę walcowania, gdyż: a = 1,005 (przy 750-950°C), lub a = 1,0 (przy >950°C); • prędkość walcowania: c = 0,97-1,02, uzależniając go funkcją od prędkości v w i współ

czynnika gniotu y; • skład chemiczny stali: d = 0,997-1.027; • tarcie na powierzchni walców: f = 1,02 - dla walców żeliwnych i stalowych, szorstkich,

f = 1,0 - dla walców stalowych, utwardzonych i gładkich, f = 0,98 - dla walców stalowych, szlifowanych;

- odpowiednie wielkości wynoszą:

Ab = b 0 (p-1)

- wykładnik potęgowy W ma postać [68]

'k b

W = C! b 0

v h o ; exp

b 0

v h o ; 'oj

b o _ i c ' ( h - ^ c ' ' R R

Ah

v h o ;

(6.31)

(6.32)

W tej grapie wzorów analitycznych są m.in. równania opisane w tabeli 6.4.

Tabela 6.4. Parametry liczbowe do wzorów na poszerzenie, opisuj ących wykładnik W [68]

Autor wzoru Współczynniki: ~| Autor wzoru c, c 2 c 3 c 4 C5 c 6 c 7 c 8

Wusatowski Sparling Sander

1 0,981

1

0 0 0

-1,9875 -1,615 -1,75

1 0,90 0,39 ,

0 0

-0,12 ,

0 0

0,59 J

0,556 0,55

o

0 -0,25

0 i

6.6.3. Płynięcie wzdłużne - strefy opóźnienia i wyprzedzenia

Na długości łuku styku metalu z walcem - w dowolnym przekroju x, zmieniają się następujące prędkości (rys. 6.17a): - osiowa składowa prędkości obwodowej walców v w x

v w x = v w c o s a x (6.33) - osiowa prędkość przemieszczania się pasma v m x

v 0 ^ v m x < v 1 (6.34)

Można zatem przyjąć, że na łuku styku położony jest przekrój, w którym te składowe są sobie równe, czyli że v w x = v m x , a zatem przekrój 2-2 (rys. 6.17b) nosi nazwę płaszczyzny


podziałowej, a odpowiadający mu punkt 2 na łuku styku nazywa się punktem podziałowym, a określający jego położenie kąt centralny nazwano kątem podziałowym y' (rys. 6.17b), dzielącym kotlinę odkształcenia - pod względem kinematycznym, na dwie strefy: opóźnienia (strefa 1) i wyprzedzenia (strefa 2) (rys. 6.17c), w której pasmo porusza się ze zmienną prędkością ruchu w kierunku osiowym, spełniającą zależność

Rozkłady: prędkości obwodowej walców w przekroju neutralnym (a) i elementarnych sił tarcia na długości kotliny odkształcenia (b) oraz schemat zmian: osiowej składowej prędkości obwodowej walców v w x i przemieszczania pasma vm x (c), określających na łuku styku strefy opóźnienia i wyprzedzenia [26, 56, 60]

Rys.6.17.

Położenie płaszczyzny podziałowej - określone jest kątem podziałowym y, wyznaczanym z równania równowagi sił działających w kotlinie odkształcenia, przy czym w strefie opóźnienia jednostkowe siły tarcia skierowane są w kierunku walcowania, a w strefie wyprzedzenia - mają kierunek przeciwny (rys. 6.17b) [26, 56, 70, 92]. Jego wielkość określa się najczęściej wzorami uproszczonymi - przy walcowaniu bez naciągów, podanymi przez: - Pawłowa

Y = a c h 1-

a c h

2p (6.36)

- Ekelunda


Ah Ah 1 2D 2D p

- Koncewicza

y = arcsin P s m a c h 1-Jl-

P 2 - 1 ' 2P J

l - c o s a c h

psina c h

(6.37)

(6.38)

Z kinematyki płynięcia można określić w odpowiednich przekrojach x kotliny odkształcenia zmienne wielkości: - opóźnienia w strefie 1, leżącej między płaszczyznami chwytu i neutralną, wzorem

J o p v m x - V w

c o s a x ^ Q (6.39)

wyprzedzenia w strefie 2, leżącej między płaszczyznami neutralną i wyjścia, wzorem

s =

v m x - v w x = V m x - V w c Q s ^ x ^ Q (6.40) ' wx v w W k , a x

przy czym (wz. 6.40) w płaszczyźnie wyjścia - przy a c h = 0° i cosO0 = 1, przyjmuje ogólnie znaną postać wzoru na wyprzedzenie o _ v l ~ v w D w _

Jego wielkość oblicza się m.in. wzorami: - Finka

_ [hj + D(l-cosy)]cosy h l

- Drezdena

-1

Winogradowa

(6.41)

(6.42)

(6.43)

S w -

b 0 +Ab 1-<*ch

[hj +D(l-cosy)]cosy (6.44)

(bo+AbJh!

Czynniki wpływające na wyprzedzenie - na jego wielkość wpływa szereg czynników, znajdujących uzasadnienie, zarówno we wzorach teoretycznych, jak i potwierdzenie w wynikach doświadczalnych, a mianowicie: - średnica walców (rys. 6.18a) im jest ona większa, tym wyprzedzenie wzrasta;

wysokość początkowa pasma (rys. 6.18b) - im jest większa, tym wyprzedzenie maleje; - współczynnik tarcia, z jego wzrostem (rys. 6.18b) wyprzedzenie wzrasta;

temperatura walcowania (rys. 6.19a) - jest to zależność, na którą duży wpływ wywiera współczynnik tarcia, wykazująca złożony charakter;

- gniot względny (rys. 6.19b) - nie jest to zależność monotoniczna, lecz okresowo zmienna;


prędkość walcowania - zgodnie z informacjami praktycznymi wraz z jej wzrostem maleje współczynnik tarcia, a zatem i wyprzedzenie; naprężenia naciągu i przeciwciągu - zależność ta wynika bezpośrednio z ich wpływu na zmiany kąta podziałowego, tzn. ze wzrostem naciągu - wyprzedzenie zwiększa się, a ze wzrostem przeciwciągu - maleje.

a) b)

Su>f %

0.5 1 0 Ź Iii, mm

Rys. 6.18. Zależność wyprzedzenia Sw od średnicy walców D (a) oraz wysokości końcowej pasma hj (b): 1 - walce suche, 2 - walce smarowane gliceryną [26]

b)

a) S W , %

4

3

\

2 0 0 4 0 0 6 0 0 8 0 0 1 0 0 0 1 2 0 0 T, ° C

Rys. 6.19. Zależność wyprzedzenia Sw od temperatury odkształcenia T (a) i gniotu względnego ew h (b) [26, 60]

W układach ciągłych konieczna jest znajomość wielkości wyprzedzenia, gdyż określa ona prędkość walcowania na wyjściu metalu ze strefy odkształcenia


V l = v w ( l + S W ) = ^ Ł ( 1 + S w ) (6.45)

Obowiązuje w tym przypadku prawo ciągłości strugi w klatkach układu ciągłego, znane jako iloczyn Sjv w j w mm 3/s, definiujące stałą kalibrowania zależnością

C ^ b i h i D ^ n ^ l + S ^ ) (6.46)

gdzie: iloczyn bj hj - pole przekroju poprzecznego pasma na wyjściu z klatki, D c z - średnica czynna walca roboczego danej klatki, n w - prędkość obrotowa walców danej klatki. / \ y

6.7. Parametry siłowo-energetyczne procesu walcowania

6.7.1. Parametry siłowo-energetyczne procesu walcowania prostego

Poprawne obliczenie siły nacisku metalu na walec roboczy, potrzebnej do pokonania oporów kształtowania plastycznego pasma w danych warunkach walcowania oraz momentu walcowania - w odniesieniu do tego walca, jest podstawowym zagadnieniem przy projektowaniu technologii procesu walcowania oraz konstruowaniu walców roboczych i walcarki, które mają zrealizować opracowaną technologię walcowania.

Pomimo wielu prac, zarówno technologów, jak i konstruktorów, teoretyczne ujęcie obliczania nacisków stanowi istotny problem w technologii walcowania.

Obliczenie całkowitej siły nacisku metalu na walec

F = Jp(x,z)dS (6.47) S

oraz momentu walcowania - dla jednego walca, pochodzącego od składowych stycznych nacisków jednostkowych, tj. od naprężenia tarcia na powierzchni

(6.48) M w =b JRda=bR :

o J xdct- jrda

'Y 0

Obliczenie tych parametrów wymaga znajomości rozkładu średniego nacisku jednostkowego p ś r w kotlinie walcowania. Dla jego określenia przyjmuje się szereg uproszczeń i przybliżeń, sprowadzających je do postaci uproszczonych:

l d • F = b ś r f q n ( x ) d x s p ś r S d s p g r b ś r l d (6.49)

o M w = a F F (6.50)

gdzie: Pśr - średni nacisk jednostkowy, S d - powierzchnia styku metalu z walcem, a F - ramię działania siły nacisku (rys. 6.20a), przy czym:


• wg Celikowa aF = \j/ ld, gdzie \|/ = 0,6-7-0,7 - przy walcowaniu na gorąco; \j/ = 0,38-7-0,42 - przy walcowaniu na zimno,

Rys. 6.20. Położenie wypadkowej siły nacisku metalu na walec F (a) oraz rozkład składowych nacisku jednostkowego pśr na długości rzutu styku w przekrojach poprzecznych kotliny walcowniczej (b) przy walcowaniu prostym na zimno [30, 56]

Średni nacisk jednostkowy Dla określenia sił, występujących przy walcowaniu, należy znać rozkład nacisków jed

nostkowych na długości kotliny walcowniczej (rys. 6.20b). Przyjmując, że walcowanie zachodzi w trój osiowym stanie naprężeń, w którym: • naprężenie pionowe Gi = p, • naprężenie styczne 0 3 = a t

możemy zapisać - wg hipotezy największego naprężenia stycznego, warunek G ! - G 3 = aGp,

czyli

p = aGp + G T (6.51)

gdzie: p - pionowy nacisk jednostkowy jaki należy wywrzeć, aby zrealizować odkształcenie pla

styczne,


acjp - naprężenie uplastyczniające odkształcanej stali, a t - wielkość oporów płynięcia metalu podczas walcowania, idących na pokonanie sił tarcia

na powierzchni styku metalu z walcem. Naprężenie uplastyczniające - opisywane krzywą AWB (rys. 6.20b), jest wielkością na

prężenia potrzebnego do plastycznego odkształcenia metalu, zależnego od rodzaju tworzywa (skład chemiczny, struktura i historia jego dotychczasowego odkształcenia) oraz warunków realizacji procesu plastycznego kształtowania, tj. temperatury, prędkości i stopnia odkształcenia (problemy te omówiono szczegółowo w rozdz. 3). Te czynniki uzależnione są od wypadkowego działania, równocześnie zachodzących procesów umocnienia (jako skutku odkształcenia) i relaksacji naprężeń (wskutek rekrystalizacji), co ma miejsce przy walcowaniu na gorąco, na zimno zaś ma miejsce proces umocnienia.

Opory płynięcia - zależą znacznie od parametrów geometrycznych kotliny odkształcenia oraz warunków tarcia na powierzchniach styku walców z materiałem. Opory płynięcia wykazują tendencję do: - wzrostu wraz ze zwiększeniem: współczynnika tarcia (rys. 6.2 lb i rys. 6.22b), średnicy

walców (rys. 6.23a), gniotu względnego (rys. 6.23b) itp.;

a)

r

b)

P'

•

i t Ml H2

Rys. 6.21. Zależność oporów płynięcia od grubości początkowej walcowanego pasma h (a) i współczynnika tarcia u (b) przy walcowaniu na gorąco [30, 56]

a) b)

h0

m5mm

h0

m10mm

H1>H2>3 P M4=0 1 / /~\

2 / / ^\ 3 yy^/^^^ i ^fiAS ^

- J?' o.

i i i t CO

1 0

L ld J Rys. 6.22. Wpływ współczynnika tarcia na rozkład oporów płynięcia dla różnych grubości początkowych pasma h0 przy walcowaniu na gorąco (a) oraz różnych współczynników tarcia ja przy walcowaniu na zimno (b) [30, 56]


- obniżenia wraz ze zmniejszeniem początkowej wysokości pasma - przy stałym ju, lub obniżeniem współczynnika tarcia - przy stałym h 0 (rys. 6.22a) czy zwiększeniem naciągów między klatkowych (rys. 6.25).

a) D, > D 2 > D 3 b) £ w h ] > 8WH2 > cWH3 > £WH4

Rys. 6.23. Wpływ zmian średnicy walców D (a) i gniotu względnego ew h (b) na opory płynięcia przy walcowaniu na gorąco [30, 56]

Średni nacisk jednostkowy przy walcowaniu na gorąco - obliczyć można m.in. wzorem Zjuzina [30, 56, 60], mającym postać P ś r = G p n a n b ( 6 - 5 2 )

gdzie: Qp - granica plastyczności w danych warunkach odkształcenia, obliczana wzorem

G P=G dk tk £k u (6.53) GD - bazowa wartość granicy plastyczności, a współczynniki: temperatury kt, stopnia odkształcenia kE i prędkości odkształcenia ku określane są z wykresów lub obliczane wzorami w zależności od warunków walcowania;

n a - współczynnik stanu naprężenia, określany w zależności od parametru m = ld/hśr; nb - współczynnik wpływu szerokości pasma, określany w funkcji n b= f (m = ld/hśr; n = bśr/hśr), przy czym współczynniki nCT i nb, odczytujemy z wykresów lub obliczamy wzorami w zależności od warunków walcowania [26, 56, 60].

6.7.2. Parametry siłowo-energetyczne procesu walcowania z naciągami

Przy walcowaniu taśm i blach na zimno, przy zastosowaniu naprężeń w walcowanym materiale, występują następujące siły: pionowa nacisku metalu na walec Fp oraz poziome: naciągu Tj i przeciwciągu T0, wywołujące odpowiednie momenty (rys. 6.24).


Rys. 6.24. Schemat sił: pionowej i poziomych oraz momentów obrotowych (a) wraz z rozkładami średniego nacisku jednostkowego (b) przy walcowaniu na gorąco z naciągami (przypadek, gdy siła naciągu T, jest większa od siły przeciwciągu T 0 )

Poszczególne składowe siły, dające moment obrotowy w stosunku do osi walca roboczego, można zdefiniować wzorami: - pionową siłę nacisku metalu na walec roboczy Ft

F t = p ś r S d (6.54) - siły przenoszone przez walec roboczy F tr i walec oporowy F t0:

F t r = Ft — j - ± T (6.55) I + ( D 0 P / D J

F t 0 = F t - F t r (6.56) - poziomą siłę, wynikającą z różnicy naciągów w paśmie, przypadającą na walec roboczy

(6.57)

- ramiona momentów dla siły: • pionowej, a F =0,381c (6.58)

A T = ^ ( T o ~ Ti) = ^K b o h o - a i b i h i )

• poziomej, a T =R' +"~ni (6.59)


- moment walcowania z naciągami, przypadający na walec roboczy

M w t = M ^ o n + M P ° t

2 , (6.60)

czyli

= 0,38Ftlc + AT^R'+^-h, j (6.61)

- moment tarcia w czopach walcarki kwarto w odniesieniu do walca roboczego

M t l = i ( F t + A T K z d c z ^ - (6-62) ^ ^ O p

gdzie: JLI c z - współczynnik tarcia w czopach walców, d c z - średnica czopów walca roboczego. - moment statyczny, przypadający na walec roboczy, w czasie ustalonego procesu walco

wania M s t

M s t = M w t + M t l (6.63) Przy walcowaniu na zimno całkowita siła nacisku metalu na walec rośnie wskutek jego

sprężystego spłaszczenia, ale znacznie jest też uzależniona od temperatury procesu oraz sił rozciągających, przyłożonych do walcowanego pasma (rys. 6.25), przy czym naciąg i przeciw-ciąg w różny sposób oddziałują na parametry energetyczne i jakość walcowanego pasma (wyrównanie zmiennej grubości wsadu, utrzymywanie płaskości itp.).

a) b)

Rys. 6.25. Wpływ zastosowania naprężenia naciągu aj i naprężenia przeciwciągu a 0 na rozkład nacisku jednostkowego przy walcowaniu: na gorąco (a) i na zimno (b) [30, 56]

Średni nacisk jednostkowy - obliczamy m.in. wzorem Korolewa [30, 56, 70, 92]. Znajomość naprężenia uplastyczniającego stali umożliwia obliczenie dla każdego prze

pustu, wykonanego z różną wielkością naciągów, następujących danych: - średnie naprężenie uplastyczniające:

a ś r = 1 ) 1 5 ^ P ! ^ P L ( 6 . 6 4 )


Q 0 =

naprężenie przeciwciągu: M s 0

(R b + n 0 h 0 ) b o h 0

- naprężenie naciągu:

1 ( R b + n ^ ^ h ! gdzie: Rb - promień bębna rozwijarki i zwijarki, n - ilość zwojów nawiniętych na bęben rozwijarki lub zwijarki,

£i - współczynniki przeciwciągu ^ 0

= a 0 / a p i naciągu ^ = aj /O^ ,

8 - wskaźnik odkształcenia, obliczany wzorem: 8 = 2\i

(6.65)

(6.66)

P ś r

średni nacisk jednostkowy

= ^ f i - k o ^ i ) . - —

8-1 s w h (6.67)

Schematy przebiegu teoretycznych krzywych rozkładu naprężenia normalnego i naprężenia tarcia wzdłuż łuku styku według równań: Karmana, Nadaia, Siebela i Celikowa oraz metody obliczania średniego nacisku jednostkowego według równań wielu autorów przy walcowaniu na gorąco i na zimno podano w pracach [26, 30, 56, 60, 70, 92].

7. Procesy walcowania skośnego 153

7. PROCESY WALCOWANIA SKOŚNEGO

7.1. Procesy produkcji rur stalowych

Wymagania odbiorców rur stalowych wymuszają na ich producentach konieczność unowocześnienia lub budowy linii technologicznej, w skład której wchodzą nowoczesne urządzenia, w pełni zautomatyzowane, pozwalające na ekonomiczną produkcję rur stalowych o jak najlepszych własnościach mechanicznych i użytkowych.

Ogólnie można powiedzieć, że procesy wytwarzania rur stalowych można podzielić na dwie odmienne technologicznie grupy, różniące się zarówno stosowanymi metodami, jak i urządzeniami do ich wytwarzania, tj.:

procesy produkcji rur bez szwu - przebiegające na gorąco, w zakresie od § 17,2 mm do <|) 720 mm, w Polsce od § 17,2 mm do § 508 mm,

- procesy produkcji rur ze szwem - przebiegające na zimno, w zakresie od § 5 mm do § 2520 mm, w Polsce od § 5 mm do Ą> 1420 mm.

7.1.1. Procesy produkcji rur bez szwu

Materiałem wsadowym są wlewki odlewane (ciągłe z COS) lub kęsy i kęsiska - walcowane, o przekroju poprzecznym: kwadratowym (od 160x160 mm do 650x650 mm) lub okrągłym (od § 150 mm do § 580 mm), wlewki wielokątne lub niekiedy tuleje odlewane odśrodkowo, o masie od 120 kg do 3500 kg, którego wymiary i zastosowanie uzależnione są od wymiarów produkowanych rur oraz typu urządzenia do wykonania etapu wstępnego. Wsad ten nagrzewa się do temperatury do ok. 1250°C, tj. przerobu plastycznego na gorąco, w piecach grzewczych z trzonem: obrotowym, pokrocznym lub przepychowym.

Etap wstępnego przerobu plastycznego to etap, w którym ze wsadu na rury wytwarza się grubościenne tuleje rurowe, realizując proces w walcarkach skośnych, prasach lub praso-walcarkach.

Etap podstawowego przerobu plastycznego, w którym podczas odkształcenia tulei grubościennych na trzpieniu zachodzi największe jej wydłużenie w tuleję rurową, wykonując go w walcarkach: skośnych, przepychowych, ciągłych, automatycznych lub pielgrzymowych, ewentualnie w prasach do wyciskania rur (od tego typu urządzenia pochodzi nazwa całej walcowni czy prasowni).

Etap wykańczającego przerobu plastycznego: - na gorąco, w którym podczas odkształcania na pusto następuje ukształtowanie tulei ruro

wej w rurę gotową, gorącowalcowaną, zachodzący w walcarkach redukcyjnych z naciągiem (przy średnicach rur do § 219 mm, umożliwiający uzyskanie szerokiego asortymentu wymiarowego rur, produkowanych w danej walcowni) lub kalibrujących (przy rurach do § 508 mm, średnio- i grubościennych);


- na zimno, realizowany technologiami: walcowania na trzpieniu w dwuwalcowych walcarkach pielgrzymowych lub rolkowych (trzy- lub czterorolkowych) oraz ciągnienia rur: swobodnego, na korku stałym lub swobodnym, na trzpieniu długim, co pozwala uzyskać rury od § 0,5 mm do § 114,3 mm; Etap uszlachetniania produkcji poprzez prostowanie, wykańczanie drogą: obróbki

cieplnej, pokrywania powłokami metalicznymi lub niemetalicznymi, obróbki mechanicznej końców rur czy kontrolę jakości rur itp.

Materiałem wsadowym, mocno uzależnionym od średnicy wytwarzanych rur, są: wąskie taśmy, taśmy lub blachy zwijane w kręgach (grubsze w arkuszach), przeważnie gorąco-walcowane (lecz o bardzo dobrej jakości powierzchni), a dla rur precyzyjnych - zimnowalcowane, o grubości skorelowanej z grubością rur gotowych; wsad ten bezpośrednio po podaniu w linię technologiczną poddawany jest obróbce mechanicznej brzegów (cięcie na żądaną szerokość, ukosowanie, frezowanie itd.) i łączony w pasmo bez końca drogą spawania poprzecznego kolejnych kręgów.

Etap kształtowania taśmy lub blachy płaskiej w rurę szczelinową jest silnie uzależniony od średnicy produkowanych rur, przy czym stosuje się metody: kształtowania wzdłużnego w wieloklatkowych walcarkach kształtujących - dla rur o średnicach (() (12- -168,3) mm, lub kształtowania liniowego - dla rur o średnicach § (60,3V711) mm, a także metodę kształtowania spiralnego w jednoklatkowym zespole gnącym dla rur o średnicach § (25^2520) mm (pozwala ona przy zmianie kąta podania taśmy wytwarzać - z tej samej szerokości taśmy, rury o szerokim zakresie średnic), a następnie przy średnicach od § 711 mm do (j) 2520 mm stosuje się gięcie wzdłużne blachy w prasach (do kształtu U lub C) lub giętarkach rolkowych (wyginających całą średnicę lub elementy 1/2 lub 1/3 średnicy rury gotowej).

Etap łączenia rury szczelinowej lub półwyrobów giętych, poprzedzony bezpośrednim nagrzaniem tylko wąskich brzegów taśmy, wykonywany jest głównie przez zgrzewanie lub spawanie, a następnie ich docisk, celem połączenia nagrzanych krawędzi rury szczelinowej i uzyskania na rurze zgrzeiny lub spoiny o wysokiej jakości; przy czym wśród metod zgrzewania elektrycznego rozpowszechniona jest metoda indukcyjnego nagrzewania prądem o wielkiej częstotliwości (rzadziej stosuje się zgrzewanie oporowe), zaś wśród metod spawania stosowane jest spawanie łukowe w osłonie gazowej (rur o małych średnicach) lub pod warstwą topnika (rur o dużych średnicach); bezpośrednio po procesie połączenia usuwa się wypływkę zewnętrzną i wewnętrzną, prowadzi się badania jakości połączenia metodą ultradźwiękową, a rurę poddaje się zabiegowi obróbki cieplnej w celu wyrównania struktury metalu, a zatem ujednorodnienia w strefie połączenia jego własności mechanicznych.

Etap wykańczania i kontroli jakości rur, zachodzi m.in. poprzez kalibrowanie rur, próby szczelności, badania ultradźwiękowe całej rury i zabezpieczanie antykorozyjne, przy czym przy małych i średnich średnicach zabiegi te są identyczne jak dla rur bez szwu, natomiast kalibrowanie przez ekspandowanie rur o dużych średnicach przeprowadzone jest w prasach mechanicznych lub hydraulicznych - ekspanderach o nacisku do 15 MN, wykonujących

4


jednocześnie operacje technologiczne typu: kalibrowania średnicy zewnętrznej na obwodzie, prostowania na długości i próbę szczelności pod ciśnieniem badawczym.

Dla rur ze szwem o średnicy do § 219 mm znane są etapy wykańczającego przerobu plastycznego i uszlachetniania produkcji zbliżone, jak dla rur bez szwu.

7.2. Wytwarzanie tulei rurowych w walcarce skośnej

Możliwości technologiczne walcarki skośnej - idą w kierunku zapewnienia wymogów, stawianych operacji wstępnego przerobu plastycznego na gorąco, jakimi są: podwyższona dokładność wykonania tulei rurowych, zmniejszenie zużycia narzędzi roboczych, duża elastyczność na zmiany w asortymencie produkowanych półwyrobów, zarówno w odniesieniu do wsadu (lany z COS lub walcowany) i wytwarzanych grubościennych tulei rurowych (o szerokim zakresie wymiarowym, regulowanym jedynie wskutek zmian nastaw walcarki oraz przy wymianie średnicy trzpienia dziurującego) [40].

Technologia skośnego walcowania dziurującego pozwala na odkształcanie ze stosunkowo dużym wydłużeniem (kc do 4), przy poszerzeniu na średnicy do 40% (przy kalibrowaniu stożkowym) i uzyskaniu stosunku długości wsadu do średnicy trzpienia dziurującego lw/d g < 80, co bardzo zwiększa długość tulei rurowych, poprawiając uzysk całej walcowni. Dzięki ograniczeniu niepożądanych naprężeń ścinających i zbliżeniu do trójosiowego stanu naprężeń ściskających w tego typu walcarce z prowadnicami tarczowymi Dieschera można dziurować materiały lane z COS, stale o obniżonej plastyczności lub trudnoodkształcalne stale wysoko-stopowe.

Typowymi półwyrobami dla przemysłu maszynowego, wykonywanymi technologiami kucia, a możliwymi do wyprodukowania w walcarkach skośnych, są wyroby okrągłe o zmiennym przekroju na długości typu: kule i krótkie wałki do młynów, pierścienie, tuleje, piasty rowerowe itp. [50]. Pozwolą to na osiąganie wąskich tolerancji wymiarowych i minimalnych naddatków na obróbkę skrawaniem, co prowadzi do wyraźnych oszczędności metalu, przy produkcji wyrobów w sposób technologicznie uzasadniony i ekonomiczny.

Laboratoryjna walcarka skośna może być wykorzystywana do modelowania badań w zakresie procesów walcowania dziurującego i wydłużającego, z wykorzystaniem układu dwu-walcowego - z górną rolką obrotową lub prowadnicami tarczowymi Dieschera, oraz trójwal-cowego. Może mieć zabudowywane walce robocze o odpowiednim kalibrowaniu beczek, co zabezpieczy warunki realizacji badań w szerokim zakresie wielkości stosowanych czynników walcowniczych. Szersza charakterystyka możliwości napędu mechanicznego tej walcarki zostanie omówiona w podrozdziale 15.1.

Konstrukcje skośnych walcarek dziurujących oparte są o dwa sposoby ułożenia walców w przestrzeni oraz kalibrowania beczek walców roboczych [40]. Osie walców roboczych walcarki skośnej, o zmiennej geometrii beczki walca, nachylone są w przestrzeni pod kątami (rys. 7.1): - rozwalcowania walca y = 1+24°, tj. pod kątem odchylenia osi walca w płaszczyźnie po

ziomej walcarki w odniesieniu do osi walcowania,


- zukosowania walca (3 = 8- 16°, tj. pod kątem nachylenia osi walca w płaszczyźnie pionowej walcarki w odniesieniu do osi walcowania,

a) b)

Rys. 7.1. Schemat konstrukcji dwuwalcowych skośnych walcarek dziurujących przy kalibrowaniu beczek walców roboczych systemem [40]: a - beczkowym (y = 0°; P = 5- 15°); b - stożkowym (y = 7-24°; p = 8-16°)

Rys. 7.2. Schemat skośnej walcarki dziurującej w Zakładach Mannesmannrohren-Werke AG w Miilhei-m, Niemcy [40]: 1 - stojak, 2 - pokrywa, 3 i 4 - walce robocze, 5 i 6 - poduszki, 7 i 8 - napęd indywidualny mechanizmu nastawy walców, 9 - fundament, 10 - tuleja rurowa, 11 -trzpień dziurujący, 12 i 13 - prowadnice tarczowe Dieschera, 14 i 15 - korpus urządzenia docisku prowadnic tarczowych, 16 i 17 - silniki hydrauliczne napędu prowadnic tarczowych


Postęp technologiczny w procesie odkształcania w walcarce skośnej uzyskano także m.in. przez budowę nowoczesnych sztywnych klatek oraz prowadzenie pasma w strefie odkształcenia przez opracowanie konstrukcji nie tylko napędzanych prowadnic tarczowych Dieschera, ale także prowadnic, podających wsad do walcarki, jak i stołów, odbierających grubościenne tuleje rurowe.

Wśród znanych schematów konstrukcyjnych walcarek skośnych Dieschera [40] wyróżnia się konstrukcję walcarki dziurującej (rys. 7.2), opracowaną przez firmę Demag Meer, a zastosowaną w walcowni ciągłej RK-2 w Mulheim, Niemcy. To rozwiązanie konstrukcyjne (stosowane w projektach do końca lat 90.) wyróżnia się beczkowym kalibrowaniem walców, usytuowanych wraz z indywidualnym napędem w płaszczyźnie pionowej oraz prowadnic tarczowych Dieschera wraz z indywidualnym napędem, umieszczonych w płaszczyźnie poziomej. Tendencje rozwojowe procesów produkcji rur, w których przewiduje się zastosowanie walcarek Dieschera omówiono w pracy [40].

7.3. Kalibrowanie narzędzi odkształcających

Kalibrowanie walców roboczych Typ kalibrowania podstawowych narzędzi odkształcających uzależniony jest głównie od

technologii walcowania skośnego i wymogów stawianych tej operacji w ciągu technologicznym danej walcowni rur bez szwu. Walce robocze skośnej walcarki dziurującej mogą być kalibrowane według dwóch typów [42- 44, 61]: - kalibrowania klasycznego (beczkowego) typu Stiefla - walec roboczy (rys. 7.3a) ma część

cylindryczną o promieniu Rw c i szerokości lc oraz dwie części stożkowe o tworzących nachylonych do osi walca pod kątami: cti i a 2 (w strefie dziurującej) oraz a 3 (w strefie rozwalco-wującej), stosowanego przy walcowaniu, gdy kąt rozwalcowania y = 0°, w przypadku dziu-rowania z małym stopniem przerobu plastycznego, bez możliwości ograniczenia skręcenia metalu;

- kalibrowania rozwiniętego (stożkowego) - walec roboczy (rys. 7.3b) w strefie dziurującej ma kalibrowanie klasyczne; część cylindryczna walca jest nachylana do osi walcowania pod kątem a 3 = y, a dodatkową rozbudowaną strefę rozwalcowania (redukowania) stanowi kilka części stożkowych, których tworzące nachylone są do osi walca pod kątami oc4, a 5 i ot6, stosowanego w przypadku dziurowania z dużym stopniem przerobu plastycznego, z możliwością dużego ograniczenia naprężeń ścinających i skręcenia metalu.

Kalibrowanie prowadnic tarczowych Napędzane prowadnice tarczowe spełniają wiele wymagań, wynikających z warunków od

kształcenia, a związanych z szybkozmiennymi parametrami geometryczno-kinematycznymi. które w istotny sposób oddziałują na wielkość zadawanych odkształceń plastycznych.

W płaszczyźnie, prostopadłej do płaszczyzny usytuowania walców roboczych, pracują napędzane prowadnice tarczowe Dieschera, zamykające strefę odkształcenia w kolejnych przekrojach (rys. 7.4). Zmierzają one w kierunku szczelnego zamknięcia strefy odkształcenia, zarówno na przekroju poprzecznym (rys. 7.3c), jak i wzdłużnym (rys. 7.4). W poprzecznym przekroju


strefy odkształcenia (rys. 7.3c) prowadnice te tworzą wykrój opisywany dwoma promieniami (rj i r 2), ograniczającymi płynięcie boczne metalu i wprowadzenie go na walec roboczy, wykonujący gniot poprzeczny na ściance odkształcanej grubościennej tulei rurowej. We wzdłużnym przekroju strefy odkształcenia, metal owalizowany podczas odkształcenia na główce dziurującej, poprzez dobór średnic prowadnic tarczowych w stosunku do średnicy beczki walca roboczego w zakresie D p t/D w c = 1,5 -2,5 (max. 3,5), jest prowadzony na odcinku o długości tej strefy ld + lr. Stopień owalizacji przekroju poprzecznego pasma opisywany jest współczynnikiem owalizacji Ł,c

= dp/dc < 1,15. Ponadto zmniejszeniu tarcia na powierzchniach styku, przy ułatwieniu osiowego płynięcia metalu, sprzyja zwiększenie składowej prędkości obwodowej prowadnicy tarczowej w odniesieniu do osiowej prędkości płynięcia metalu w zakresie 25-7-40%.

Rys. 7.3. Kalibrowanie [43, 44]: walców roboczych: a - klasyczne (beczkowe); b - rozwinięte (stożkowe) i kalibrowanie wykroju prowadnic tarczowych Dieschera - w przekroju poprzecznym (c) przy walcowaniu dziurującym w dwuwalcowej walcarce skośnej

Rys. 7.4. Schemat poprzecznego zamknięcia strefy odkształcenia i prowadzenia pasma w kolejnych przekrojach wzdłuż strefy odkształcenia, realizowanego przez prowadnice tarczowe Dieschera [42, 44]: 1 - walce robocze, 2 - trzpień dziurujący, 3 - prowadnice tarczowe Dieschera przy walcowaniu dziurującym w dwuwalcowej walcarce skośnej


Kalibrowanie główek dziwujących i trzpieni rozwalcowujących W każdym przekroju poprzecznym w strefie odkształcenia szczelina walcownicza tworzo

na jest przez rzeczywiste wymiary walców roboczych i prowadnic tarczowych (wymiary zewnętrzne) oraz główki dziurującej lub trzpienia rozwalcowującego (wymiary wewnętrzne). Wobec tego kształt narzędzia wewnętrznego decyduje o rozkładzie wydłużeń, a zatem wielkości zadawanego stopnia przerobu plastycznego w walcowanym materiale [40].

Kalibrowanie główek do dziurowania (rys. 7.5a) lub poszerzania (rys. 7.5b) polega na wyznaczeniu jej wymiarów. Kształt tworzącej jej odcinek roboczy uzależniony jest od jej smukłości i posiada najczęściej zarys łukowy. Założoną smukłość główki dziurującej narzuca się przez przyjęcie parametru K s g = lgs/rg (w przedziale 2,0-j-3,5). Pozwala to obliczyć promień zatoczenia sferycznej części główki (dla dowolnego jej kalibrowania łukowego) zależnością

Rgs= : Ł r f / ( r g " r " ) 2 (7.1) K s g r g + ( r g ~ r n )

2 ( r g - r g )

Kalibrowanie trzpieni do rozwalcowania (rys.7.5c) - wykonywanych jako: cylindryczne (pracujących jako sterowany SH lub swobodny SW) lub sferyczne (pracujący jako stały ST), polega na doborze ich średnicy, definiującej stopień przerobu plastycznego w tym procesie.

17.4. Warunek chwytu pierwotnego i wtórnego

Warunki chwytu w procesie walcowania skośnego - wskutek złożoności samego procesu odkształcenia, zachodzącego w fazie nieustalonej przy wchodzeniu materiału do strefy odkształcenia [56], związane są z sytuacjami:


- chwytu pełnego kęsa przez walce, zachodzącego od momentu pierwszego jego styku w płaszczyźnie chwytu, poprzez narastający gniot na jego średnicy, aż do dojścia do płaszczyzny wysunięcia główki dziurującej, określające tzw. warunki chwytu pierwotnego;

- chwytu grubościennej tulei rurowej przez walce, zachodzącego od momentu pierwszego styku - redukowanego na średnicy zewnętrznej, pełnego kęsa z główką dziurującą w płaszczyźnie jej wysunięcia, gdy rozpoczyna się tworzenie wewnętrznego otworu, poprzez narastające zjawisko poprzecznego płynięcia materiału, wywołanego kształtem główki dziurującej, wskutek dokonywanego gniotu na grubości ścianki tulei rurowej, aż do ukształtowania końcowej grubości jej ścianki i dojścia do płaszczyzny wyjścia tulei rurowej ze strefy odkształcenia, określające tzw. warunki chwytu wtórnego. Tak złożony proces odkształcenia w walcarce skośnej uzależniony więc będzie od wielu

istotnych czynników walcowniczych, z których część może być opisana, a inne nie. Ogólnie można stwierdzić, że proces odkształcenia będzie rozpoczęty, gdy warunki za

dawanego gniotu będą spełniać zależność [56] 8chk ^ 8chg < 8 c < 8kr C7-2) gdzie: 8 c h k - gniot na średnicy kęsa, zapewniający pokonanie warunków tarcia, odpowiadających

warunkom chwytu pierwotnego, 8 c h g - gniot na średnicy kęsa-tulei grubościennej, zapewniający pokonanie warunków tarcia,

odpowiadających warunkom chwytu wtórnego, 8C - gniot na średnicy kęsa-tulei rurowej, zapewniający pokonanie warunków tarcia, odpo

wiadających warunkom ustalonego procesu walcowania skośnego, 8 k r - gniot na średnicy kęsa-tulei rurowej, zapewniający pokonanie warunków tarcia, powo

dujących w płaszczyźnie wysunięcia noska główki dziurującej taką wielkość gniotu - nazywanego gniotem krytycznym, przy którym metal samoczynnie pęka osiowo. Warunki chwytu pierwotnego określane są pośrednio poprzez opisanie warunków, za

pewniających obrót i osiowe wciąganie pełnego kęsa w odcinek strefy odkształcenia, odpowiadający jego redukcji na średnicy zewnętrznej. Ich analiza dowodzi, że warunki chwytu pierwotnego - określane są pośrednio przez współczynnik tarcia, zapewniający spełnienie tych warunków [61] i są łatwe do uzyskania, gdyż polepszają się wraz ze zmniejszeniem kąta stożka wejściowego walców, jak również kąta zukosowania walców, a w praktyce 5chk = 2*4%.

Warunki chwytu wtórnego są trudniejsze do opisania, gdyż należy wziąć pod uwagę wszystkie czynne siły, działające pomiędzy narzędziami odkształcającymi: walcem i główką dziurującą, a walcowanym metalem. Ich analiza dowodzi, że warunki chwytu wtórnego są trudniejsze do spełnienia, gdyż więcej czynników wpływa na nie. Ogólnie polepszają się one wraz ze zmniejszeniem kąta stożka wejściowego walców oraz walcowaniem kęsów o mniejszych średnicach, jak również wzrostem kąta zukosowania walców, wraz z którym intensyfikuje się płynięcie osiowe metalu, poprzez wzrost współczynnika prędkości osiowej i gniotu przed główką, przy czym w praktyce 8 c h g = 5*9%.


Rzeczywisty proces walcowania prowadzony jest z gniotem, odpowiadającym wielkości gniotu na średnicy zewnętrznej walcowanego kęsa, liczonym w odniesieniu do płaszczyzny środkowej walców wzorem

(7.3)

gdzie dc - odstęp między walcami w płaszczyźnie środkowej walców, przyjmowany jako równy

średnicy tulei w tym przekroju. Wielkość gniotu w części cylindrycznej walców w praktyce wynosi 8C = (10*18%) < Skr

(dla danego gatunku stali, przy określonych warunkach odkształcenia). Maksymalna wielkość gniotu jest ograniczona wielkością tzw. gniotu krytycznego, tj.

takiego gniotu przed główką, przy której zaczyna się samoczynne pękanie w jego osi, tworzące następnie otwór wewnętrzny w tulei rurowej, której powierzchnia wewnętrzna ma mikro-pęknięcia i pęknięcia, a dalej na główce powstają na niej łuski i zawalcowania. Wielkość gniotu krytycznego przed noskiem główki dziurującej, usytuowanym w płaszczyźnie jej wysunięcia, określa się przy walcowaniu kęsa cylindryczno-stożkowego na główce dziurującej lub stożkowego przy walcowaniu na pusto [61].

Powstaniu tego zjawiska sprzyja dodatkowo fakt, iż przy walcowaniu dziurującym w układzie dwuwaicowym w osi walcowanego kęsa występują zmienne wielkości dużych naprężeń: ściskających - w płaszczyźnie pomiędzy walcami, lub rozciągających - po obrocie kęsa o półobrót, głównie na powierzchni zewnętrznej tulei rurowej, w płaszczyźnie pomiędzy prowadnicami - górną i dolną. Gniot krytyczny bardzo uzależniony jest od gatunku stali rurowej oraz temperatury dziurowania, co powoduje, że zmienia się on orientacyjnie, np. w zakresie temperatur od 950°C do 1250°C dla stali [61]: - węglowych S k r = 10*22%, - niskostopowych 8 k r = 9*20 %, - stopowych 8 k r = 8* 18%, - wysokostopowych 8 k r = 7* 16%.

W złożeniach: dwuwaicowym - gdy zastosowane są prowadnice tarczowe Dieschera, oraz trój walcowym, z uwagi na coraz wyższą przewagę naprężeń ściskających w osi kęsa podczas jego przejścia przez strefę odkształcenia, zjawisko gniotu krytycznego jest przesunięte w kierunku wyższych gniotów - poza zakres gniotów, stosowanych praktycznie przy walcowaniu dziurującym kęsów stalowych.

7.5. Miary odkształcenia plastycznego w procesie walcowania dziurującego

Nierównomierność przepływu powoduje wewnętrzne ścinanie struktury metalu w wyniku czego zachodzi makroskopowe odkształcenie postaciowe, które nie przyczynia się w żadnej mierze do pożądanej zmiany kształtu, lecz jest przyczyną zbędnego odkształcenia metalu. Występowanie odkształceń zbędnych w procesie skośnego dziurowania powoduje obniżenie jakości tulei, ogranicza zakres walcowanych gatunków stali oraz wielkość możliwego do uzyskania odkształcenia podstawowego. Typ i charakter odkształceń podstawowych zależą tylko od geometrii obszaru odkształcenia i kształtu narzędzi roboczych. Wielkości odkształceń zbędnych,


metrii obszaru odkształcenia i kształtu narzędzi roboczych. Wielkości odkształceń zbędnych, lecz nie ich charakter, zależą od fizycznych własności metalu oraz różnic kinematycznych, zachodzących wskutek zmian kształtu tworzonej strefy odkształcenia. Wynika z tego, że dla danego metalu zmiana kształtu narzędzia, w którym prowadzony jest proces odkształcenia, będzie miała wpływ na wielkość odkształcenia postaciowego. W praktyce właściwie zaprojektowane narzędzia odkształcające pozwolą na znaczne zredukowanie wielkości odkształceń zbędnych.

Określenie odkształceń podstawowych

W procesie dziurowania w walcarce skośnej występują zasadnicze odkształcenia w kierunkach wzajemnie prostopadłych, czyli główne odkształcenia logarytmiczne (rys. 7.6): wzdłużne 8 1 , styczne s t i promieniowe er.

a)

b)

c) Odkształcenie Podstawowe Zbędne

- wzdłużne (2r t-g t)g t

Yi = tg5,

- styczne s t =ln 2 r <- g < rk

Yt = tg5t

- promieniowe 8 r = - h A gt

Y r=tg¥ r

Rys. 7.6. Schemat pomiarów: parametrów linii skręcenia na tulei rurowej (a) i wielkości kątów odkształceń zbędnych (b) oraz zależności analityczne (c) do obliczania odkształceń w procesie walcowania dziurującego kęsów w walcarce skośnej [41,61]


Odkształcenie zastępcze jednorodne, podane w głównych składowych logarytmicznych, wyraża się wzorem

Określenie odkształceń dodatkowych

W procesie dziurowania kęsów w walcarce skośnej występują zasadnicze, główne odkształcenia logarytmiczne, w kierunkach wzajemnie prostopadłych: wzdłużne Sj, styczne ą i promieniowe er oraz trzy zbędne odkształcenia ścinające (rys. 7.6) typu: - odkształcenia wzdłużnego yi, wywołanego przez siły tarcia w strefie odkształcenia w wy

niku osiowego wydłużania metalu, - odkształcenia stycznego (obwodowego) yt, wywołanego różnicą parametrów kinematycz

nych na przekroju i obwodzie walcowanego metalu, - odkształcenia promieniowego (skręcającego) yr, zależnego od warunków gniotu i kinema

tyki płynięcia metalu w sąsiednich przekrojach. Całkowite odkształcenie zastępcze niejednorodne, łącznie z odkształceniami dodatkowymi,

określa się z równania [4, 5, 41]

Odkształcenia dodatkowe mogą być wyrażone przez kąty 8i, 8t i v|/r, definiujące odkształcenia zbędne, opisywane wzorami (zgodnie z rys. 7.6). Ocena wpływu kształtu narzędzi roboczych na wielkość odkształceń zbędnych będzie ułatwiona, jeżeli wprowadzimy składowe współczynników zbędności zdefiniowane przez Blazyńskiego [4,5] jako: - wzdłużny = Yi / £ H

- obwodowy <t )t =Yt / / sH (7.6) - skręcający <|) r=y r/eH

Jako rzeczywistą miarę odkształceń zbędnych przyjęto współczynnik, który zdefiniowano zależnością [4, 5, 41] <t> = eT/e H (7.7)

7.6. Parametry geometryczne strefy odkształcenia \

Proces walcowania skośnego zachodzi przy dużej nierównomierności przepływu metalu w strefie odkształcenia. Spowodowane to jest z jednej strony tarciem na powierzchniach styku pasma z narzędziami roboczymi. Z drugiej strony wzajemne położenie narzędzi roboczych (walców, prowadnic tarczowych i główki dziurującej) wywiera wpływ nie tylko na kształt tworzonej strefy odkształcenia, lecz także narzuca warunki dla przepływu materiału wzdłuż linii walcowania, uzależniając je od wielkości i kształtu szczeliny walcowniczej. Strefę odkształcenia (rys. 7.7) można określić wieloma parametrami walcowniczymi, opisującymi zarówno geometrię, jak i kinematykę w poszczególnych fazach odkształcenia.


W przedziale, gdzie: ld < x < l r , wyróżnia się charakterystyczne przekroje poprzeczne o współrzędnych [42*44]: ld - przekrój odpowiadający długości strefy dziurowania, M(m) - przekrój charakteryzujący położenie noska główki dziurującej, PI, P2 - przekroje informujące o położeniu części cylindrycznej noska główki dziurującej, KL, KR - przekroje informujące o położeniu części cylindrycznej walca roboczego, 0 - przekrój środkowy w części cylindrycznej walca roboczego, XG - przekrój, w którym zakończono redukcję grubości ścianki tulei rurowej, lr - przekrój odpowiadający długości strefy rozwalcowania.

Rys. 7.7. Schemat kolejnych podań metalu w walce w różnych odcinkach (A, B, C i D) strefy odkształcenia przy dziurowaniu prętów w dwuwalcowej walcarce skośnej [34,42]: 1,2 - walce robocze, 3 - główka dziurująca, 4 - trzpień, 5 - pręt, 6 - tuleja rurowa.

Proces odkształcenia pręta między walcami roboczymi a główką dziurująca następuje poprzez zgniatanie w kierunku poprzecznym, zachodzące według linii spiralnej (rys. 7.7). Wobec czego dany punkt na powierzchni pręta-tulei rurowej, od momentu utraty kontaktu z jednym walcem do momentu styku z drugim walcem, przemieszcza się w kierunku osiowym o wielkość, p iania metalu w walceJsX, przypadającą na 2n/k obrotu pręta, a określaną dla beczkowego kalibrowania walców roboczych walcarek dziurujących zależnością

2n t

R w y r x S x

k RWY V T l * -tgp (7.8)

Jest to bardzo istotny parametr technologiczny, gdyż bezpośrednio wpływa na procesy odkształcenia na przekroju poprzecznym i skręcenia sąsiednich warstw pręta.

Strefa odkształcenia jest sumą odcinka dziurowania ld i odcinka rozwalcowania lr, przy czym ich długość określa się wzorem

L o o = l d + l r = r k - r c c o s P l t

x——- - + - l c cos p tg a ! 2

V r c ) C 0 S P + l j t g a 2

cosp (7.9)


7 . 7 . Parametry kinematyczne strefy odkształcenia f

W procesie walcowania skośnego, pomiędzy walcem roboczym a główką dziwującą, występuje szczelina o zmiennej wielkości, wywołująca różny przerób plastyczny na przekroju poprzecznym pręta. Z jednej strony podczas gniotu między walcami występuje owalizacja przekroju poprzecznego pasma w płaszczyźnie między prowadnicami tarczowymi. Z drugiej strony składowe prędkości obwodowych walca i pręta zmieniają się w każdym punkcie (rys. 7 . 8 ) , powodując w konsekwencji różne poślizgi, a zatem i skręcenia warstw walcowanego metalu, w sąsiednich przekrojach strefy odkształceń plastycznych.

O wielkości poślizgów wnioskujemy w oparciu o współczynniki prędkości w dowolnej płaszczyźnie x w kierunku: - osiowym, obliczane empirycznym wzorem Plackowskiego, który dla walcarek dziuru-

jących ma postać ~ - -

r w ^ o ^ r ^ ( 7 . i o ) ^ c wx

pozwalającą na analizę wpływu czynników walcowniczych na współczynnik prędkości osiowej, zarówno dla walcarki dwuwalcowej, jak i trójwalcowej, lub

- stycznym, przy czym w literaturze specjalistycznej brakuje zależności empirycznej do opisu współczynnika prędkości stycznej, uzależniającej go od wielu czynników walcowniczych. Ustala się go więc w oparciu o dane doświadczalne, uzyskane w badaniach laboratoryjnych w tego typu skośnej walcarce dziurującej, wzorem

r | „ = T , t £ k £ 3 L ( 7 . 1 1 )

Wzajemny stosunek prędkości osiowej i stycznej w każdym przekroju decyduje w głównym stopniu o warunkach kinematycznych, płynięciu metalu i skręceniu pasma w procesie odkształcenia.

7 . 8 . Parametry skręcenia warstw metalu

Podczas odkształcenia w strefie odkształceń plastycznych dany punkt na powierzchni prę-ta-tulei rurowej, od momentu utraty kontaktu z jednym walcem do momentu styku z drugim walcem, przemieszcza się w kierunku osiowym o wielkość podania metalu w walce l s x (rys. 7 . 7 ) , przypadającego na 2n/k obrotu pręta. Jest to bardzo istotny parametr technologiczny, gdyż bezpośrednio wpływa na procesy: odkształcenia na przekroju poprzecznym i skręcenia sąsiednich warstw pręta. Podczas procesu walcowania przy każdym podaniu metalu w walce mogą wystąpić następujące przypadki skręcania w warstwach zewnętrznych metalu, zmienne wzdłuż strefy odkształcenia [34, 35]: - kierunek skręcania jest zgodny z kierunkiem obrotu tulei rurowej, gdy

v*x-i) > V t x , czyli Atx > 0,


•60 - 4 0

Rys. 7.8. I Przebieg zmian współczynników: wydłużenia Xx (a), prędkości: osiowej r|ox (b) i stycznej (c) * oraz wielkości podania metalu w walce l s x (d) wzdłuż strefy odkształcenia w dwuwalcowej walcarce skośnej, przy walcowaniu ze zmiennym kątem zukosowania walca p i wysunięciem główki dziurującej m [34, 35]


- kierunek skręcania jest przeciwny do kierunku obrotu tulei rurowej, gdy v t ( x-i) < V t x , czyli Atx < 0,

- kierunek skręcania nie występuje, gdy v t ( x-i) = V t x , czyli Atx = 0. W czasie odkształcania mogą wystąpić różne kierunki skręcania w zewnętrznych war

stwach pręta-tulei rurowej uzależnione od zastosowanych czynników walcowniczych. Najczęściej kierunek skręcania podczas gniotu w kolejnych podaniach określa się - miarą liniową lub kątową - zgodnie z kierunkiem walcowania w odniesieniu do obrotu tulei (rys. 7.6a).

7.8.1. Parametry skręcenia w strefie odkształcenia

W trakcie przemieszczania się metalu wzdłuż strefy odkształcenia o odcinek równy l s x w czasie T(X_i)^X) występuje różnica prędkości stycznych Ay^na brzegach tego odcinka, pozwalająca zdefiniować zmianę liniowego skręcenia w x-tym przekroju wzorem ogólnym

A t ( x ) = * ( x - l > K x ) A v t x = ( v t ( x - l ) - v t ( x ) ) (7-12) V 0(x-1)

Po podstawieniu do wzoru (7.18) równań szczegółowych [43, 44] uzyskuje się podstawowe równanie do obliczania zmian wielkości skręcenia przy pojedynczym podaniu

które po zsumowaniu krok po kroku opisują kształt tworzonej linii skręcenia (rys. 7.9a), tworzonej w zewnętrznych warstwach odkształcanego metalu. Zmiany parametrów kątowych ją opisujących zobrazowano na rys. 7.9b.

Z zależności (7.13) wynika, że o kierunku skręcania decyduje zmiana iloczynu rjtRw w sąsiednich przekrojach, leżących na brzegach odcinka, odpowiadającego wielkości lsx. Gdy ten iloczyn maleje, skręcenie jest ujemne, a więc warstwy zewnętrzne tulei skręcane są w kierunku przeciwnym do jej obrotu. Zachodzi to w strefie dziurowania (rys. 7.9c). Gdy iloczyn ten rośnie skręcenie jest dodatnie, a więc warstwy zewnętrzne tulei skręcane są w kierunku zgodnym z obrotem tulei. Przypadek ten ma miejsce w strefie rozwalcowania (rys. 7.9d) oraz przy walcowaniu gotowej tulei (rys. 7.10c).

7.8.2. Parametry skręcenia na tułei rurowej J

Przy kształtowaniu gotowej tulei rurowej podczas każdego jej obrotu w czasie T u x zostaje odwalcowany odcinek tulei rurowej o długości Axt = lr - XG = const, w którym występuje różnica prędkości stycznych Av , w płaszczyznach chwytu i wyjścia, powodująca przyrost liniowego skręcenia, określanego wzorem ogólnym

A t x =ls(x-l) ctgß 'Ht(x-l) f T1tx R wx - 1 (7.13) 'HO(x-l) ^ o ( x - l ) K w ( x - l ) J

owy (7.14)


Zmiana liniowego skręcenia w ustalonym procesie uzależniona jest także od długości od-walcowanej tulei, czyli

Rys. 7.9. Schemat linii skręcenia w warstwach Rys, zewnętrznych metalu (a) i przebieg parametrów skręcenia na długości (b) oraz kierunki zmian liniowego skręcenia Atx w strefach: c - dziurowania i d - rozwalcowania przy walcowaniu tulei rurowych [34, 35]

7.10. Schemat linii skręcenia w warstwach zewnętrznych metalu (a) i przebieg parametrów skręcenia na długości (b) i przekroju poprzecznym (c) tulei rurowych, walcowanych w ustalonych warunkach procesu odkształcenia [34, 35]

Analizując postać wzoru (7.15), można stwierdzić, iż o kierunku skręcania bezpośrednio decyduje iloczyn współczynnika prędkości stycznej i promienia walca w płaszczyznach chwytu i wyjścia. Ponieważ w skośnych walcarkach dziurujących występuje iloczyn - r ] t 0 R W 0 > ritRwy [34, 35], więc warstwy zewnętrzne skręcane są w kierunku zgodnym z obrotem tulei.

Kształt linii skręcenia zewnętrznych warstw metalu (rys. 7.9 i 7.10), uzależniony jest od rzeczywistych warunków brzegowych strefy odkształcenia i można go opisać wskaźnikami skręcenia, odnoszącymi się do przekroju poprzecznego i podłużnego. Ze względu na to, iż w procesie


walcowania, zachodzącego na etapie przy ustalonych warunkach odkształcenia, nakładają się skręcenia, wynikające z przejścia metalu przez obszar odkształcenia i walcowania gotowej tulei rurowej, w tabeli 7.1 podano zależności analityczne, opisujące parametry skręcenia, zarówno w strefie odkształcenia, jak i na gotowej tulei rurowej, w oparciu o które rozbudowano model PROL [43, 44].

Tabela 7.1. Zależności analityczne do obliczania parametrów skręcenia zewnętrznych warstw metalu przy walcowaniu tulei rurowych w walcarce skośnej [34, 35]

Lp. Parametry skręcenia

Wzór analityczny do obliczenia parametrów skręcenia: Lp. Parametry

skręcenia w strefie odkształcenia na tulei rurowej

1 Argument narzucający poziom skręcenia, mm l s x = f r x ^ ^ t g P

K w x A c r\tx Axt = l r-XG

2 Przyrost liniowego kręcenia, mm

& x = 1 s ( x - l ) c t $ At ^ c t g P *lo k

Mto^wo |

^ ^ w y j

Axt =r tK a ) t u Axt

3 Całkowite liniowe skręcenie, mm

N t x =Z A t x

i=l

n tux = S A t u x ~ r t x t ^ c o t u

i=l

4 Kąt skręcenia poprzecznego, rad.

*x

rx r t

5 Kąt skręcenia wzdłużnego, rad.

Atx

¥l(x-l) =arctg 1

s(x-l)

*ux — *u(x-l) Vlu(x-1) = a r c t

S ^

arctgfrtK^)

6 Współczynnik kąta skręcenia poprzecznego, rad./mm

*\t ctgp (xx R Mto^wo |

^ M . t R w y ,

Rozkład parametrów skręcenia w zewnętrznych warstwach tulei rurowych, odwalcowa-nych w ustalonych warunkach procesu odkształcenia przy skośnym walcowaniu dziurującym, zobrazowano na rysunku 7.11.

7.9. Parametry siłowe procesu walcowania dziurującego

Podczas badań laboratoryjnych - wykorzystujących układ pomiarowy, opisany w podrozdziale 16.1, prowadzone są pomiary parametrów siłowych, które rejestrowane są w formie oscylogramów (rys. 16.4a) z poszczególnych prób walcowania.

Analizując uzyskane oscylogramy, można zauważyć, iż proces odkształcenia z wykorzystaniem tej technologii realizowany jest w kilku etapach:


- walcowania w warunkach nieustalonych, tj. gdy pasmo wchodzi w walce robocze, można zauważyć w miarę szybki wzrost wszystkich parametrów energosiłowych, przy czym główka dziurująca zaczyna odkształcać materiał dopiero po pewnym czasie;

a) 4.5

. . . . . a) . 4.5

. . . . . a) .

3.5 At c x = f(xt) C

E

3.5 At c x = f(xt) C

E At c x = f(x,) - • ' 1 ' 3? 2.5

At c x = f(x,) - • ' 1 ' 3? 2.5

-D ( J 3 D U ! ] I ] Q - D D L J 3 3 C C 2

. o o o o o o o o o o o o o o o o o o o o o o o o -

1-5 - J 0 ° ^ C 0 . U - _ _ 0

200 250 xt, mm

200 250 xt, mm

d)

-o 0.4 j

^ 0.3 !

0.2

V'icx = f(*t)

200 250 xt, mm

c )

Oznaczenia: G—© m = 15 mm i 1 m = 25 mm a—a m = 35 mm

m = 45 mm

d) 0.4<

0.35

0.3

0.2

0.15

250 300 xt, mm

250 300 xt, mm

250 300 xt, mm

Vlcx = f(*t)

I Rys. 7.11. Rozkłady parametrów skręcenia zewnętrznych warstw metalu na długości tulei rurowej xt: i,.... - - " * " jednostkowego skręcenia liniowego Atx (a) i całkowitego skręcenia liniowego tx (b) oraz ką

tów skręcenia: poprzecznego C0tx (c) i podłużnego \|/łx (d), określone przy walcowaniu dziuru-jącym w dwuwalcowej walcarce skośnej podczas odkształcania ze zmiennym kątem zukosowa-nia walca p i wysunięciem główki dziurującej m [34, 35]


walcowania w warunkach ustalonych, tj. gdy proces redukowania wymiarów poprzecznych grubościennej tulei rurowej zachodzi w prawie stałych warunkach odkształceniowo-kinematycznych w strefie odkształcenia, a ich niewielkie wahania wynikają z np. różnic w nagrzaniu poszczególnych stref kęsa w piecu grzewczym (widać to na zmianach sił nacisku) lub wahań w układzie mechanicznym napędu walcarki skośnej (widać to na zmianach momentów obrotowych);

- walcowania w warunkach nieustalonych, trwającym stosunkowo przez długi czas, tj. gdy parametry te w miarę równomiernie maleją wskutek tego, że tuleja rurowa zaczyna wychodzić ze strefy odkształceń plastycznych przy walcowaniu skośnym. Do analizy porównawczej parametrów siłowych, uzyskanych przy dziurowaniu kęsów z

różnych gatunków stali, wygodnie jest określić wskaźniki [42]: - sił nacisków KF = F/ap, - momentów obrotowych KM = M0/ap, co pozwala zdefiniować poniższe uwagi: - wskaźniki bezwzględne sił nacisku na narzędzia robocze i momenty obrotowe na elemen

tach napędowych są silnie uzależnione od naprężenia uplastyczniającego stali, poddawanej walcowaniu dziurującemu;

- wskaźniki względne parametrów siłowo-energetycznych, działających na narzędzia robocze, są dla różnych gatunków stali zbliżone; siła nacisku na walec roboczy (prawy Fp lub lewy jest ok. 2,5-krotnie większa niż na główkę dziurującą Fg, a ponad 3-krotnie większa niż na prowadnicę tarczową Ft;

- wskaźniki względne momentów są wyższe dla stali o większej plastyczności, gdyż takie stale bardziej płyną poprzecznie w strefie odkształcenia, tworząc szerszą powierzchnię styku metalu z walcem roboczym;

- moment obrotowy na walcu roboczym M w jest od 4,5- do 2,5-krotnie większy niż na prowadnicy tarczowej Mt, przy czym oba są silnie uzależnione od wielu czynników walcowniczych, ogólnie narzucających stopień przerobu plastycznego przy walcowaniu dziurującym w walcarce skośnej.


8. PROCESY KUCIA SWOBODNEGO

8.1. Charakterystyka i zakres zastosowania kucia swobodnego

Kucie swobodne polega na odkształcaniu metalu między narzędziami umożliwiającymi płynięcie w kilku dowolnych kierunkach (rys. 8.la). Jeśli płynięcie metalu jest częściowo ograniczone narzędziami, wtedy kucie nazywamy półswobodnym (rys. 8.Ib). Do tego sposobu kucia stosuje się specjalne kowadła kształtowe i różnego rodzaju narzędzia oraz przyrządy kształtujące fragmenty odkuwki (np. wykorbienia, wały korbowe). Powyższe sposoby kucia należy odróżnić od kucia matrycowego, gdzie materiał przybiera kształt wykroju w wyniku całkowitego ograniczenia płynięcia ścianami bocznymi narzędzia.

przy produkcji jednostkowej, gdzie wykonanie matryc jest nieopłacalne; - przy wykonywaniu odkuwek, których ciężar i wymiary przekraczają możliwości produk

cyjne najcięższych dysponowanych zespołów matrycowych; - przy wstępnej obróbce plastycznej wlewków ze stali stopowych lub stopów o specjalnych

własnościach na kęsiska i kęsy kute; przy produkcji prętów kutych ze stali stopowych lub stopów o specjalnych własnościach, jak również ze stali z gatunków normalnych w tych przypadkach, gdy przekrój danego pręta nie jest objęty programem walcowania;

- przy szeroko pojętej regeneracji narzędzi i sprzętu warsztatowego; przy wykonywaniu części zamiennych i do celów remontowych.

Rys. 8.1. Schemat kucia [116] b - półswobodnego

a)

a - swobodnego,

Kucie swobodne stosuje się przy niedużych seriach lub przy wykonywaniu odkuwek ciężkich. Metodą tą można wykonywać odkuwki o dowolnej masie. Małe odkuwki wykonuje się z wsadu uprzednio walcowanego, duże z wlewków. Maksymalna masa wlewków na odkuwki kute swobodnie wynosi 500 Mg.

W szczególności kucie swobodne stosuje się w następujących przypadkach:

Odkuwki o masie do kilkunastu kg kuje się ręcznie lub na młotach sprężarkowych o masie części spadających od 50 kg do 1 Mg. Kucie swobodne średnich odkuwek wykonuje się na młotach parowo-powietrznych o masie części spadających od 500 kg do 5 Mg. Średnia masa

8. Procesy kucia swobodnego 173

odkuwek na tych młotach wynosi od 8 do 200 kg, a maksymalna do 1,5 Mg. Odkuwki swobodnie kute ciężkie wykonuje się na prasach hydraulicznych o nacisku od 6 do 200 MN. Średnia masa odkuwek wykonywanych na tych prasach wynosi od 1 do 160 Mg, maksymalna - do 300 Mg.

8.2. Maszyny do kucia swobodnego

Do kucia swobodnego, prócz młotów i pras hydraulicznych, stosuje się kowarki (poziome i pionowe) oraz elektrospęczarki.

Młoty do kucia swobodnego (rys. 8.2), których charakterystyczną cechą jest brak sztywnego połączenia szaboty 1 ze stojakami 2. Dlatego cięższe młoty mają nawet oddzielne fundamenty dla stojaków i szaboty. Energia uderzenia młota wywołuje drgania, które przenoszą się

przez szabotę na podłoże, przemieszczając się w nim na duże odległości. Fundamenty młotów powinny więc być masywne, aby pochłonąć większą część energii tych drgań i je wytłumić. Istnieje wiele odmian młotów do kucia swobodnego: parowo-powietrzne jednostoja-kowe, dwustojakowe, mostowe (bramowe) i sprężarkowe. Ze względu na łatwość wytwarzania dużych energii młoty są najtańszymi maszynami do kształtowania materiału na gorąco. Na młotach można wykonywać odkuwki o różnych wymiarach i kształtach. Charakterystyczną cechą młotów jest to, że nie mogą być nigdy przeciążone. Ze względu na zalety są one najbardziej rozpowszechnione wśród maszyn kuźniczych. Do ich wad można zaliczyć małą sprawność i wysoki koszt fundamentów.

Prasy hydrauliczne charakteryzują się stosunkowo wolnym przesuwem narzędzi roboczych i dużą przestrzenią roboczą. Schemat typowej prasy hydraulicznej przedstawiono na rysunku 8.3. Prasa ma następujące zasadnicze elementy: nurnik główny 1 pracujący w cylindrze głównym 2, dwa różnicowe nurni

ki powrotne 3, pracujące w oddzielnych cylindrach powrotnych 4. Wszystkie nurniki (główny i dwa powrotne) są złączone z ruchomą poprzeczką 5 prasy. Cylindry: główny i dwa powrotne są nieruchomo umocowane na kolumnach 6, osadzonych w podstawie 7. Kowadło dolne 8 (lub

Rys. 8.2. Młot parowo-powietrzny dwu stojakowy do kucia swobodnego [129]: 1 - szabota, 2 - stojaki, 3 - cylinder, 4 - bijak, 5 - dźwignie, 6 - kowadło górne, 7 - kowadło dolne


obsada matrycy) jest przymocowane do nieruchomej podstawy, kowadło zaś górne 9 - do ruchomej poprzeczki 5. Poprzeczka ruchoma łącznie z nurnikami może wykonywać ruch posuwisto-zwrotny w kierunku pionowym, przy czym poprzeczka jest prowadzona po kolumnach prasy, nurniki zaś - w swoich cylindrach w tulejach prowadzących. Nurniki są uszczelnione w dławnicach 10.

Urządzenia mechanizujące proces kucia dzielą się na: transportowe, załadowcze, wyładowcze, podające. Do uniwersalnych urządzeń zaliczane są suwnice. Stosuje się również żurawie obrotowe oraz urządzenia obsługujące proces kucia - manipulatory (szynowe, bezszynowe). Transport odbywa się często przy pomocy szyn podwieszonych i przenośników taśmowych. Kuźnie zmechanizowane są wyposażone w automaty i półautomaty - roboty kuźnicze. Transport kolejowy jest stosowany do dużych wlewków i odkuwek między oddziałami kuźni.

8.3. Narzędzia do kucia swobodnego

Proces technologiczny kucia swobodnego polega na wzajemnym łączeniu dowolnej liczby i w dowolnej kolejności podstawowych operacji kuźniczych, do których zalicza się: - spęczanie, - wydłużanie, - przebijanie, - gięcie, - przecinanie, - skręcanie, - zgrzewanie.

Do kucia ręcznego (odkuwek o masie do 0,01 Mg) stosuje się kleszcze, przecinaki, przebijaki,

specjalistyczne narzędzia do kształtowania półswobodnego. Narzędzia do kucia maszynowego dużych odkuwek (rys. 8.4) zależą od kształtu odkuwki i jej wielkości. Spęczanie i wydłużanie odbywa się w kowadłach płaskich i kształtowych [48].

Rys. 8.3. Schemat prasy hydraulicznej górnocylindrowej [133]: 1 -nurnik główny, 2 - cylinder główny, 3 - nurnik powrotny, 4 - cylinder powrotny, 5 -poprzeczka, 6 - kolumna prasy, 7 - podstawa, 8 - kowadło dolne, 9 - kowadło górne, 10 - dławnica

Kowadła płaskie, zaokrąglone i z wykrojami przedstawiono na rysunku 8.5. Zależnie od rodzaju wykonywanej operacji używa się kowadeł o odpowiednim kształcie. W czasie kucia na gorąco kowadła nagrzewają się do 300°C, a przy powierzchni do 600V700°C. Z tego względu wykonuje sieje ze stali narzędziowej do pracy na gorąco. Część roboczą pokrywa się specjalnymi materiałami podwyższającymi ich trwałość.


Rys. 8.5. Kowadła stosowane do kucia swobodnego [48]: a - płaskie, b - kombinowane, c - kształtowe, d - zaokrąglone (wypukłe)

Odsadzki służą do nadcinania materiału w celu wykonania przejścia z grubszego przekroju do cieńszego. Odsadzki mogą być prawe i lewe. W celu przyśpieszenia wydłużania materiału lub wykonania lokalnego wgłębienia używa się odsadzek półokrągłych. Odsadzki wykonuje się z trzonkami stałymi lub wymiennymi, jednostronnymi lub dwustronnymi. Odsadzki dwustronne służą do kształtowania i wygładzania przedmiotów o różnych kształtach przekrojów. Obie części połączone są sprężynującym kabłąkiem.

Przecinaki (siekiery) służą do przecinania i nadcinania gorących rygli o większych przekrojach. Przecinaki mogą być proste lub kształtowe. Mają trzonki stałe lub wymienne.


Przebijaki maszynowe służą do przebijania otworów o różnych kształtach. Mogą mieć kształt walcowy, klinowy, a dla większych otworów - kształt pierścienia. Podczas wykonywania głębokich otworów za pomocą przebijaka pierścieniowego w miarę wbijania go w materiał nakłada się następne przebijaki. Do wyrównywania przebitego otworu używa się przebijaków beczkowych, które wygładzają ściany otworu.

Pierścienie lub tuleje odkute wstępnie rozkuwa się na właściwy wymiar na grubych trzpieniach opartych na podstawie umocowanej do szaboty młota. Trzpienie mogą mieć kształt walcowy, stożkowy lub złożony.

8.4. Rodzaje i kształty materiału wsadowego

Podstawowymi materiałami na odkuwki swobodnie kute i matrycowane do wszystkich rodzajów maszyn i urządzeń są konstrukcyjne stale węglowe i stopowe oraz metale nieżelazne i ich stopy [125, 129, 130, 132]. Najczęściej na odkuwki zarówno swobodnie kute jak też matrycowane stosuje się materiały wyjściowe w postaci wlewków, kęsisk, kęsów, prętów i rzadziej w postaci ciekłej i proszków metali.

Wlewki (rys. 8.6a). Odkuwki o znacznych wymiarach i masie kuje się najczęściej bezpośrednio z wlewków odpowiedniej wielkości odlanych w kształcie ostrosłupa ściętego o przekroju sześcio-, ośmio- lub dwunastoboku.

A) B) C)

Rys. 8.6. Rodzaje materiałów wsadowych stosowanych na odkuwki [129]: a - wlewek, b - kęsisko, c -kęsy i pręty, d - pręty kształtowe, e - pręty o okresowo zmiennym przekroju

Kęsiska kute lub walcowane (rys. 8.6b) mają przekrój kwadratowy o bokach wklęsłych i zaokrąglonych krawędziach. Wymiary ich wynoszą: bok kwadratu a - 140 -400 mm, a długość - do 6 m. Ten rodzaj materiału wyjściowego stosuje się do wykonywania ciężkich odkuwek.

Kęsy lub pręty walcowane (rys. 8.6c) są używane na lżejsze odkuwki. Kęsy mają przekrój poprzeczny zbliżony do kwadratu o boku 42- 140 mm. Pręty walcowane mogą mieć przekrój poprzeczny kwadratowy (o boku 6- 120 mm), okrągły (o średnicy 8^200 mm) lub prostokątny (o wymiarach 12 x 5 -150 x 60 mm). Kęsy dostarczane przez huty mają długość handlową - 2- 9 m, a pręty - 3^9 m.


Niektóre typy odkuwek matrycowanych wykonuje się z prętów kształtowych (rys. 8.6d), dzięki czemu stają się zbędne wszelkie operacje pomocnicze i wykonanie odkuwek ogranicza się jedynie do matrycowania.

W produkcji masowej stosuje się pręty o okresowo zmiennym przekroju (rys. 8.6e) przystosowanym do kształtu odkuwki. Pręty takie, odpowiednio pocięte, mogą być matrycowane bez dodatkowego wstępnego przekuwania.

W ostatnich latach odkuwki matrycuje się również bezpośrednio z ciekłego metalu lub z proszku metali. Stosowanie tej metody umożliwia zmniejszenie do minimum zużycia metali i skrócenie cyklu produkcyjnego (zbyteczne są operacje wstępne).

Materiały walcowane ze stali węglowej są zwykle dostarczane przez huty w stanie normalizowanym, a ze stali stopowej - w stanie wyżarzonym lub odpuszczonym.

8.5. Stopień przekucia

Podstawowym wskaźnikiem przy kuciu swobodnym, określającym zmiany kształtu kutej odkuwki i własności przekuwanego materiału jest stopień przekucia.

W najogólniejszym przypadku, gdy proces kucia polega tylko na wydłużeniu materiału, stopniem przekucia nazywamy stosunek powierzchni przekroju początkowego S 0 do przekroju końcowego S (rys. 8.7a), tj.

X = ^ = - (8.1) S 10

Podobnie, jeżeli odkuwkę wykonuje się tylko przez spęczanie, stopień przekucia wyznacza się jako stosunek wysokości materiału wsadowego h0 do wysokości spęczanej odkuwki h (rys. 8.7b)

h 0 Jt = - (8.2)

d 0

! d ! d !

/ ! | > \ ' ! 1

Rys. 8.7. Wyznaczenie stopnia przekucia przy: a - wydłużaniu, b - spęczaniu

Miarami odkształcenia plastycznego są również odkształcenie względne oraz odkształcę nie logarytmiczne. Wyrażamy je za pomocą wzorów:

odkształcenie względne, którym może być: • wydłużenie względne

lo względna zmiana pola przekroju

e»i=L-rŁ (8-3)


(8.4) WS c b0

- odkształcenie logarytmiczne

(8.5)

gdzie symbole z indeksem „0" oznaczają początkowe wymiary, bez indeksu - końcowe wymiary odkształcanego materiału.

Przytoczone odkształcenia są podane w jednostkach względnych, po pomnożeniu ich przez 100 otrzymamy te wielkości w procentach. Odkształcenie logarytmiczne jest znacznie dogodniejsze w stosowaniu niż względne - jest ono addytywne, co umożliwia sumowanie poszczególnych odkształceń.

Przekucie powoduje zmianę własności mechanicznych i struktury metalu. Nawet gdy stopień przekucia jest niewielki, struktura i własności mechaniczne metali zmieniają się znacznie. Im stopień przekucia jest większy, tym zmiany są poważniejsze. Szczególnie wyraźnie zjawisko to występuje przy przekuwaniu wlewka. Na podstawie przeprowadzonych prób stwierdzono, że gdy stopień przekucia wynosi: - 1 -3, w rdzeniu wlewka odpowiadającym strefie wolnych kryształów występują już wy

raźnie włókna, a w strefie kryształów słupkowych osie dendrytów w niewielkim stopniu zmieniają swój pierwotny kierunek;

- 4 -6, dendryty wyraźnie zmieniają swoją orientację; dopiero przy wyższym stopniu przekucia w przekrojach całej odkuwki można zaobserwować wyraźną strukturę włóknistą. Kierunek przebiegu włókien zależy od obranej metody kucia [112]. Przy kuciu swobod

nym wskutek nierównomiernych odkształceń kierunek włókien może się znacznie odchylać od kierunku płynięcia materiału. Małe stopnie przekucia powodują zwykle poprawę własności stdngyewszystkich kierunkach. Natomiast przy większych stopniach przekucia dalsza poprawa własności następuje jedynie w kierunku największego odkształcenia z jednoczesnym pogorszeniem się własności w kierunku poprzecznym. Ma to szczególnie wyraźny wpływ na wydłużenie, przewężenie i udarność [113]. W praktyce stosuje się: - stopień przekucia 3^4,5 w kuciu swobodnym odkuwek; przy tym stopniu przekucia wła

sności mechaniczne w kierunku wzdłużnym i poprzecznym są dość dobre i wystarczające pod względem wymagań wytrzymałościowo-konstrukcyjnych [108];

- stopień przekucia 3- 6 w kuciu matrycowym; - stopień przekucia równy i większy od 10 przy wykonywaniu wyrobów, które powinny się

odznaczać zupełną jednorodnością budowy, bardzo dobrymi jednokierunkowymi własnościami mechanicznymi oraz wysoką granicą zmęczeniową;

- stopień przekucia 1,1-5-1,5 stosuje się do odkuwek z materiału wyjściowego walcowanego lub uprzednio kutego. Odkuwki przeznaczone na odpowiedzialne części, jak np. korbowody, wały korbowe,

muszą mieć strukturę drobnoziarnistą o ściśle określonej wielkości ziarna. Czynnikami sprzyjającymi powstawaniu struktury drobnoziarnistej są: duża wartość stopnia odkształcenia i duża prędkość grzania. Na wielkość ziaren ma również wpływ stan materiału przed odkształceniem


plastycznym. Drobna struktura tego materiału sprzyja otrzymaniu małych wymiarów ziaren po rekrystalizacji.

Wyjątkowo gruboziarnistą strukturę otrzymuje się w materiale zrekrystalizowanym, którego odkształcenie było równe gniotowi krytycznemu. Gniot krytyczny zależy od rodzaju materiału i przeważnie mieści się w przedziale 2^10% (e w h = 0,02^-0,10). Procesy kucia i prasowania należy tak prowadzić, żeby stopień odkształcenia w każdym zabiegu był większy od krytycznego. Jeżeli odkształcenia są mniejsze od gniotu krytycznego, to pomimo grzania materiału do temperatury rekrystalizacji pierwotnej krystalizacja nie nastąpi. W materiale zachodzi natomiast zdrowienie. Ponieważ następuje rozrost tylko w części istniejących już ziaren kosztem sąsiednich, w rezultacie otrzymuje się niepożądaną strukturę gruboziarnistą, która pogarsza jakość odkuwek.

8.6. Podstawowe operacje kucia swobodnego

W zależności od kształtu narzędzi i sposobu ich oddziaływania na odkształcany metal kucie i prasowanie dzieli się na: swobodne, półswobodne i matrycowe. Kucie półswobodne jest analizowane wraz z kuciem swobodnym. Proces technologiczny kucia swobodnego polega na wzajemnym łączeniu dowolnej ilości i w dowolnej kolejności podstawowych operacji kuźniczych, do których zaliczamy: spęczanie, wydłużanie, przebijanie, gięcie, przecinanie, skręcanie i zgrzewanie.

8.6.1. Spęczanie

Zwiększenie przekroju poprzecznego kosztem wysokości lub długości materiału pod wpływem odpowiedniego nacisku prasy lub uderzenia młota (rys. 8.8) nazywamy spęczaniem. Stosuje sieje wówczas, gdy: - przekrój gotowej odkuwki lub jej części p | A

jest większy od przekroju materiału wyjściowego,

- żądany stopień przekucia wymaga wstępnego zwiększenia przekroju przed dalszymi operacjami (przeważnie przed wydłuże-niem), wlewek lub kęs przygotowuje się do przebicia otworu, kuje się odkuwki w kształcie kostek, krążków, pierścieni itd., jest wymagane polepszenie własności mechanicznych odkuwki.

7 ^ /

Rys. 8.8. Zmiany poprzecznego przekroju materiału przy spęczaniu

Materiał o kształcie walcowym otrzymuje w procesie spęczania kształt baryłkowy. Średnią średnicę materiału w dowolnym momencie spęczania wyznacza się z warunku

stałej objętości


d = d 0 . ^ - (8.6)

gdzie: d0, h0 - średnica i wysokość materiału przed spęczeniem, d, h - średnica i wysokość materiału po spęczeniu.

Odkształcenie względne e w h przy spęczeniu wyznacza się ze wzoru

" w h ^ H r (8-7)

lub

G h . i ^ l 0 0 ^ ^ 1 0 0 (8.8) h o h o

Siłę nacisku prasy potrzebną do spęczenia nagrzanego materiału lub wlewka można wyznaczyć ze wzoru F = P ś r S (8.9) w którym: S - pole poprzecznego przekroju materiału po spęczeniu, p ś r - średni nacisk wywierany na jednostkę powierzchni odkuwki.

Średni nacisk wyznacza się ze wzoru p ś r=wzk<? p (8.10)

w którym: w - współczynnik uwzględniający wpływ prędkości odkształcenia (1 - prasy hydrauliczne, 4

- młoty szybkobieżne), z - współczynnik zależny od kształtu narzędzia (dla kowadeł płaskich w = 1, a dla kowadeł

półokrągłych w = 1,25), k - współczynnik wzrostu oporu odkształcenia na skutek tarcia materiału o powierzchnię

narzędzi, - dla spęczanego walca o podstawie koła (okręgu)

k 0 = l + ±^ (8.11) 3h V ;

- dla spęczanego prostopadłościanu o podstawie kwadratu a x a

k k = l + £ - £ (8.12) 3 h

- dla spęczanego prostopadłościanu o podstawie prostokąta a x b (w założeniu, że a>b)

3b - a LI a ~b ~6h

przy czym wysokość h i średnicę d przyjmuje się po odkształceniu, Op - wytrzymałość na rozciąganie materiału w temperaturze kucia.

Praca odkształcenia jednego uderzenia młota przy spęczaniu płaskimi kowadłami wyraża się wzorem [131]

k p = l + ±L_2. . .Ł. f (8.13)


L = wkshcjpV

gdzie: 8 h - stopień odkształcenia przy jednym uderzeniu, V - objętość spęczanego materiału.

Wielkość energii jednego uderzenia L

(8.14)

U 'n

(8.15)

T| - sprawność uderzenia, przyjmowana dla młota r\ = 0,8h-0,9. Mając obliczoną energię uderzenia, można wyznaczyć masę części spadających młota.

Ponieważ 2

(8.16) U =

stąd

m = -

m = -

mv

2U

Po podstawieniu U z równania (8.15), otrzyma się 2L

T|V

(8.17)

(8.18)

/

7777777777177777777. 7 p

gdzie: m - masa części spadających młota, v - prędkość bijaka podczas uderzenia (średnio 6,5 m/s).

Zasady spęczania. Podczas spęczania należy się kierować następującymi zaleceniami: - stosunek wysokości spęczanego materiału do jego średnicy nie powinien przekraczać 2,5

(ho/do < 2,5); - przy spęczaniu prostopadłościanu stosunek wysoko

ści do mniejszego boku podstawy nie powinien być większy od 3,5; po przekroczeniu tej wartości może nastąpić wyboczenie (rys. 8.9), którego usunięcie wymaga dodatkowych operacji;

- spęczany materiał powinien być równomiernie nagrzany w całej swej masie do największej temperatury kucia;

- wlewek przed spęczeniem należy przekuć na okrągło; stopnie odkształcenia podczas każdego uderzenia młota lub nacisku wywieranego przez suwak prasy należy tak dobierać, żeby przekraczały wartości gniotów krytycznych;

- na powierzchni wsadu są niedopuszczalne wady

'z/A

Rys. 8.9. Wyboczenie powstałe podczas spęczania próbki przy h0/do > 3


zewnętrzne; powierzchnie czołowe materiału, stykające się z kowadłami, powinny być prostopadłe do osi.

Spęczanie należy wykonywać silnymi uderzeniami młota lub naciskami prasy. Wklęsły kształt odkuwki spęczanej otrzymuje się wtedy, kiedy energia uderzenia jest za mała lub nacisk wywierany przez suwak prasy za słaby. Spęczanie na hydraulicznych prasach kuźniczych odbywa się za pomocą płaskich kowadeł lub specjalnych płyt (rys. 8.5a) stosowanych do spęcza-nia wlewków. Jeżeli wlewek po spęczeniu ma być wydłużony, to dolna płyta ma otwór na czop. Płyty wklęsłe zapewniają korzystny rozkład naprężeń w spęczanym wlewku. Do kucia krążków przeznaczonych na koła zębate, kołnierze i tarcze z występami stosuje się spęczanie z podkładkami pierścieniowymi. W tej metodzie jednocześnie ze spęczaniem następuje płynięcie materiału w kierunku uderzenia, dzięki czemu zostają odkute czopy.

Przy spęczaniu ulegają zniekształceniu boczne powierzchnie elementu. Kształt powierzchni bocznej i charakter odkształcenia wewnątrz materiału zależy również od współczynnika tarcia i stosunku h0/d0. Przy spęczaniu w płaskich kowadłach (o współczynniku p = 0) elementów walcowych o stosunku h0/d0 > 2 (rys. 8.10a) na początku spęczania u podstaw odkuwki wytwarzają się wypukłości w kształcie baryłki połączone ze środkową częścią walcową (rys. 8.1 Ob). Podczas dalszego spęczania średnica części walcowej stopniowo powiększa się i odkuwka przybiera kształt beczki. Gdy odkuwka jest niska (h0/do < 2), materiał przybiera kształt baryłkowy (rys. 8.10c).

a) b) c)

IF

,(7, h TA,

TF

¡O', |(7i

.LA, <5 LA,

F T Rys. 8.10. Kształty odkuwki w kolejnych etapach spęczania [123]: a - początek spęczania, b - spęczanie

z małym gniotem, c - spęczanie z dużym gniotem

Baryłkowość powstaje w wyniku nierównomiernego odkształcenia metalu. W podłużnym przekroju spęczanej próbki cylindrycznej można wyodrębnić trzy strefy odkształceń (rys.8.11). Strefy I przylegające do płaszczyzn czołowych próbki, odkształcają się najmniej, co jest wynikiem działania sił tarcia na powierzchniach czołowych. Największe odkształcenia zarówno w kierunku osiowym jak i promieniowym występują w strefie II, przy czym przejście ze strefy I do strefy II następuje w sposób ciągły, tak że brak między nimi wyraźnie zaznaczającej się granicy. Strefa III jest obszarem średnich odkształceń.


Rys. 8.11. Obszary nierównomiernych odkształceń w speczanej odkuwce walcowej [127]

Nierównomierność odkształcania się metalu podczas spęczania pogarsza znacznie jakość wyrobu. Przy spęczaniu na zimno metal umacnia się nierównomiernie, a przy spęczaniu na gorąco zrekrystalizowane ziarna mają w różnych miejscach odkuwki różną wielkość. Nierównomierność odkształcenia wpływa także na obniżenie wskaźników plastyczności i ograniczenie stopnia spęczania dla wielu metali. Dlatego duże znaczenie w praktyce mają środki zmierzające do zmniejszenia nierównomierności odkształcenia zarówno podczas spęczania, jak też podczas pozostałych operacji kuźniczych. Do takich czynników wpływających na obniżenie niejednorodności odkształcenia zaliczamy: dużą gładkość pracujących płaszczyzn narzędzia, podgrzewanie narzędzia do temperatury

200-^300°C, smarowanie pracujących płaszczyzn narzędzia [116]. Podczas spęczania prostopadłościanu oprócz baryłkowości bocznych ścian zniekształce

niu ulegają również poprzeczne przekroje. W tym przypadku niejednorodność odkształcenia jest znacznie większa niż przy spęczaniu materiałów cylindrycznych.

8.6.2. Wydłużanie

Operację, w której następuje wydłużanie się przedmiotu w kierunku jednej jego osi, kosztem zmniejszania przekroju prostopadłego do tej osi, nazywamy wydłużaniem. Wykonuje się ją w ten sposób, że nagrzany materiał układa się na dolnym kowadle i naciska lub uderza kowadłem górnym (rys. 8.12). Następnie materiał obraca się o 90° i ponownie uderza w miejsce poszerzone. Dwa kolejno po sobie następujące gnioty (naciski prasy lub uderzenia młota) z jednoczesnym obracaniem materiału o 90° nazywamy przejściem. Po każdym przejściu materiał zostaje przesunięty na kowadle i ponownie następuje gniot. Materiał w miejscu uderzonym zmniejsza swoją wysokość o wartość Ah = h 0 - h, poszerza się o Ab = b - b 0 i wydłuża o Al = 1 -

(8.19)

stopień przekucia (współczynnik wydłużenia) Sn 1


całkowity stopień przekucia jest równy iloczynowi stopnia przekucia poszczególnych gniotów

S 0 _ S 0 S l S k - 1 ^ k ~~"

S k Si s 2 s k

gdzie: Sk - pole powierzchni przekroju poprzecznego materiału po wydłużaniu, poszerzenie względne

(8.21)

P = E ' =

b = b 0

b - b o 1 b 0 ^ ( l - S w h )

1

•l;

M j - S w h )

współczynnik kształtu

6 = J i = b » 1

h h 0 ^ ( ł - 8 w h ) 2

a) b)

BO

(8.22)

(8.23)

Rys. 8.12. Wydłużanie [133]: a - schemat operacji, b - zmiana poprzecznego przekroju podczas wydłużania

Rozkład naprężeń i odkształceń występujących w równomiernie nagrzanym metalu podczas wydłużania zależy głównie od następujących czynników: - wielkości stosunku (posuwu względnego)

h 0 d (8.24)

o

gdzie: ho - wysokość początkowa wydłużanego materiału, d0 - średnica początkowa wydłużanego materiału, lp - posuw (bezwzględny), czyli przesunięcie wzdłużne materiału po kowadle dolnym przed każdym uderzeniem kowadła górnego, najczęściej lp = s, gdzie s jest szerokością stosowanego kowadła (rys. 8.13), kształtu kowadła, kształtu wydłużonego materiału.


a) b)

Rys. 8.13. Wzajemne oddziaływanie stref odkształconych i nie odkształconych: a - przy małym posuwie względnym, b - przy dużym posuwie względnym [133]

Stosunek posuwu do wysokości lub średnicy wydłużonego materiału, tzw. posuw względny, wpływa na kierunek działania naprężeń wzdłużnych. Na rysunku 8.13 pokazano schematycznie jak zmienia się stan naprężenia w materiale w zależności od posuwu względnego. Część odkuwki, która uległa w danej chwili odkształceniu została na rysunku zakreskowa-na. Jej kształt zależy od stosunku lp/h0. Jeżeli lp/h0 < 0,5 (rys. 8.13a), to będzie ona wklęsła, analogicznie jak podczas spęczania materiałów wysokich.

Natomiast przy lp/h0 > 0,6, będzie miała kształt baryłkowaty (rys. 8.13b). W wyniku wzajemnego oddziaływania stref odkształconych i nieodkształconych powstają na wklęsłej części konturu wzdłużne naprężenia rozciągające, a na wypukłej części konturu - naprężenia ściskające. Przy małym stosunku lp/h0 naprężenia rozciągające są znacznie większe niż przy lp/h0

dużym. Poza tym przy małym lp/h0 naprężenia rozciągające powstają w środku wlewka, tj. w strefie mało plastycznej, a przy dużym stosunku lp/h0 - występują w warstwach zewnętrznych, mających wysoką plastyczność.

Teoretycznie i doświadczalnie stwierdzono, że przy wydłużaniu między kowadłami płaskimi materiałów o przekroju kwadratowym najlepsze wyniki uzyskuje się, gdy stosunek lp/h0

= 0,4-r0,6. Gdy lp/h0 < 0,4, występuje niedostateczne przekucie rdzenia w stosunku do pozostałego przekroju. Boczne ściany takiej odkuwki są wklęsłe. Gdy lp/h0 > 0,6, materiał zostaje przekuty w całym przekroju, a boczne ścianki odkuwki otrzymują kształt baryłkowaty. Przy wydłużaniu między kowadłami płaskimi materiałów o przekroju okrągłym nierównomierność odkształcenia jest znacznie większa niż przy wydłużaniu materiałów o przekroju kwadratowym. Materiały okrągłe Rys. 8.14. Kowadła kształtowe (profilowe) najkorzystniej jest wydłużać w kowadłach kształ- [109]: a - kombinowane, b -towych (rys. 8.14). c " o k r ą g ł e > d " p ó ł "


W wyniku wzajemnego oddziaływania stref odkształconych i nieodkształconych powstają na wklęsłej części wzdłużne naprężenia rozciągające, a na wypukłej - naprężenia ściskające. Przy małym posuwie względnym naprężenia rozciągające są znacznie większe, występując w warstwach o niskim przerobie plastycznym - podatnych na pęknięcia. Przy dużym posuwie występują one w warstwach zewnętrznych, będących po dużym przerobie plastycznym oraz o dużej plastyczności, co utrudnia ich pęknięcia. Podczas kucia przy operacji wydłużania, struktura krystaliczna wsadu ulega rozdrobnieniu i uzyskuje kierunkowość. W wyrobie przekutym ziarna układają się we włókna, przebiegające w kierunku największego wydłużenia, co powoduje zależność własności mechanicznych metalu od kierunku działania naprężeń i stopnia przekucia.

Ogólne zasady wydłużania. Materiał można obracać ruchem wahadłowym w lewo i w prawo lub w jedną stronę (rys. 8.15). Drugi sposób (tzw. śrubowy) stosuje się przy kuciu twardych gatunków stali (np. narzędziowych) i metali mających małą prędkość rekrystalizacji w temperaturze kucia. Można również wykonywać szereg kolejnych uderzeń na jednej stronie pręta, posuwając go wzdłużnie i dopiero później obrócić o 90°.

Wydłużanie długich i ciężkich odkuwek przeprowadza się od środka ku jednemu końcowi, po czym po przeniesieniu uchwytu na przeciwległy koniec kuje się drugą połowę odkuwki. W tej metodzie kucia kowal po każdym uderzeniu oddala się od kowadła. Wydłużanie krótkich odkuwek rozpoczyna się od końca i prowadzi do środka, tak że po każdym uderzeniu kowal przybliża się do kowadła.

a) b)

1 0 3 6 X 1 0 \ 1 4 V 1 8 X \ X 13 1 7 3

Rys. 8.15. Kolejność uderzeń podczas wydłużania [133]: a - obracanie materiału ruchem wahadłowym, b - w jedną stronę

Gniot jednostkowy nie może być za duży i należy go tak dobierać, aby współczynnik kształtu wynosił 8 = 2-5-2,5. Przy dużym gniocie jednostkowym w wydłużonym materiale po-wstaj ą źafałdo wania.

Wydłużanie przeprowadza się zawsze przez przekuwanie prętów na kwadrat. Jeżeli chcemy wydłużyć pręt okrągły, to najpierw przekuwamy go na kwadrat o boku równym średnicy pręta okrągłego. Następnie przekuwamy pręt na ośmiokąt, po czym w kształtowych kowadłach wyrównujemy powierzchnię pręta na okrągło.

Kowadła przeznaczone do wydłużania powinny mieć powierzchnie czołowe wzajemnie równoległe. Oba kowadła (górne i dolne) muszą mieć jednakową szerokość i jednakowe promienie zaokrąglenia krawędzi. Przy niejednakowej szerokości kowadeł oś odkuwki ulega skrzywieniu, co stwarza bardzo niekorzystne i niebezpieczne warunki pracy kowala.

Podczas kantowania należy uważać, aby płaszczyzny boczne odkuwki były prostopadłe do powierzchni czołowych kowadeł, a nie pochyłe, gdyż w takim przypadku wytwarza się para sił, która może spowodować wyśliźnięcie się materiału z kowadeł.


Wydłużanie powinno się przeprowadzać na odpowiednio dużych młotach i prasach, przy czym materiał wydłużany powinien być nagrzany do właściwej temperatury. Przy właściwym nagrzewaniu materiału i silnych uderzeniach, powodujących przekucie części środkowej przekroju materiału, otrzymujemy rdzeń drobnoziarnisty, pręt zaś ma zakończenie wypukłe. Przy zbyt niskich temperaturach kucia lub słabych uderzeniach zostaje przekuta tylko powierzchniowa warstwa materiału, w wyniku czego otrzymujemy materiał z nie przekutym rdzeniem o zakończeniu wklęsłym.

Podczas kucia mniej plastycznych gatunków stali nie należy dopuszczać do wielokrotnego uderzania materiału w tym samym miejscu - zwłaszcza przy pracach na młotach o małej energii uderzenia - gdyż bardzo często powstają wady powierzchniowe wynikające z lokalnego umocnienia materiału, pogłębiającego się łatwo w miarę powtarzania lekkich uderzeń.

Obliczenie liczby przejść. Podstawą do obliczania liczby przejść w procesie wydłużania są wymiary wsadu (rys. 8.16). Następnie przyjmuje się gniot ew h. W oparciu o te wielkości oblicza się wydłużenie A,, korzystając z wzoru

^ = 1 7 T T 1 ( 8 ' 2 5 )

Współczynnik fn zależy od stosunku posuwu (bezwzględnego) lp do szerokości materiału przed zadaniem gniotu bn_i. Współczynnik fn wyznacza się z tabeli 8.1.

Tabela 8.1. Wartość współczynnika fn przy wydłużaniu

II lp/b 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 1,1 1,2 1,3 1,4 1,5 1,6 7 7 ]

II fn 0,19 0,20 0,21 0,22 0,23 0,27 0,32 0,37 0,4 0,43 0,5 0,56 0,63 0,7 I

1 S

' 1

Rys. 8.16. Zmiany wymiarów wsadu podczas wydłużania

Mając dane s w h i X wyznacza się przekrój S

S = — i długość 1 = X -10 odkuwki po gnio-X

s cie oraz jej średnią szerokość bj = —, gdzie h

h - wysokość po gniocie h = h 0 ( l - £ w h ) (8.26) Stąd liczba nacisków prasy lub uderzeń młota n dla jednego przejścia

^ n - l — (8.27) n =

gdzie: ln-i - długość pręta przed przejściem, lp - posuw bezwzględny.

Nacisk prasy do wydłużania wyznacza się ze wzoru F - zkSa„ (8.28)


k = l + (8.29)

gdzie: z - współczynnik zależny od kształtu kowadeł (z = 1 dla kowadeł płaskich, z = 1,25 dla

kształtowych), k - współczynnik uwzględniający wpływ kształtu i tarcia metalu o powierzchnię narzędzia,

wyrażany wzorem p 3b-a a 6~ b b

gdzie: jli - współczynnik tarcia, h - wysokość odkuwki, b i a - szerokość i długość kotliny odkształcenia pod koniec ruchu górnego kowadła (b > a). Powyższa zależność nie różni się od podanej dla spęczania prostopadłościanu o podstawie prostokąta. pole powierzchni odkuwki znajdującej się pod kowadłami, przy czym S = (p\|/. Siła nacisku prasy przy wydłużaniu w kowadłach półokrągłych (rys. 8.17)

F = 1,25 1 1 a !p 1,1 + p -

180 d

d l p S i n y a p (8.30)

Rys. 8.17. Wydłużanie pręta w kowadłach okrągłych

gdzie: a - kąt styku metalu z kowadłem, d - średnica odkuwki.

Pozostałe oznaczenia jak w poprzednich wzorach.

8.6.3. Dziurowanie Operację kuźniczą, za pomocą której wykonuje

się w odkuwkach otwory lub wgłębienia, nazywa się dziurowaniem. Stosuje się dwie zasadnicze metody dziurowania: 1) bez podkładanego pierścienia, 2) z podkładanym pierścieniem.

Dziurowanie bez podkładanego pierścienia można przeprowadzić dwoma sposobami: 1) przebijakiem pełnym (rys. 8.18), 2) przebijakiem drążonym (rys. 8.19).

Dziurowanie pełnym przebijakiem wykonuje się w następujący sposób. Po dokładnym ustawieniu spęczanego materiału w osi prasy ustawia się również dokładnie przebijak mniejszą średnicą ku dołowi (rys. 8.18a). Zbieżność przebijaka zmniejsza wartość nacisku podczas wgłębiania. Po lekkim wgłębieniu przebijak wyjmuje się, wsypuje do wgłębienia tłuczony miał węglowy, ponownie ustawia się i wgłębia przebijak na całą wysokość. Następnie podkłada się nadstawki (rys. 8.18b), których liczba zależna jest od głębokości otworu, i powiększa się wgłębienia aż do chwili, gdy denko pod przebijakiem osiągnie grubość odpowiadającą 10^15% wysokości odkuwki. Następnie obraca się odkuwkę i w środku śladu wyznaczonego dość wy-


raźnie przez przebijak wgłębiający ustawia się przebijak wycinający, służący do wycięcia denka i wypchnięcia przebijaka wgłębiającego (rys. 8.18c). Przebijak wycinający powinien mieć średnicę nieco mniejszą od wgłębiającego, co ułatwia jego przejście przez otwór. Wady tej metody przebijania to:

a) b) c)

1 3 1

- duże zniekształcenie odkuwki, niska jakość odkuwki (przy przebijaniu pełnym przebijakiem materiał wlewka z wadami rozsuwa się na bo-ki), konieczność stosowania dużych nacisków. Dziuro wanie drążonym przebija

kiem (rys. 8.19) stosuje się do wykonywania w spęczonych wlewkach otworów o średnicy powyżej 450 mm. Stosując przebijak i nadstawki wykonuje się otwór we wlewku ustawionym na dolnym kowadle na głębokość 2/3 grubości materiału. Następnie wlewek ustawia się na pierścieniu i przebija otwór na wylot. Wstępne uderzenia podczas wgłębiania powinny być lekkie, aby można było poprawić ustawienie przebijaka w razie jego zejścia z osi otworu. W celu uniknięcia zakleszczenia się przebijaka w odkuwce należy oprócz zbieżności stosować podsypywanie miałem węglowym (miał spalając się wydziela gazy, tworzące warstwę izolacyjną między materiałem a przebijakiem).

2/ VI Rys. 8.18. Dziurowanie odkuwki przebijakiem peł

nym [133]: a - początek procesu, b - koniec procesu, c - wycinanie denka. Oznaczenia: 1 - pierwszy przebijak, 2 - pierwsza nadstawka, 3 - druga nadstawka, 4 -drugi przebijak

Rys. 8.19. Dziurowanie odkuwki przebijakiem drążonym [133]: a - początek procesu, b - zagłębianie przebijaka, c - zagłębianie przebijaka z nadstawką d - wycinanie denka. Oznaczenia: 1 - od-kuwka, 2 - przebijak wydrążony, 3 - nadstawki, 4 - pierścień, 5 - odpad wewnętrzny odkuwki


Przebijanie przebijakiem wydrążonym ma następujące zalety: umożliwia wycięcie rdzenia, w którym przeważnie są skupione wady materiałowe, i uzyskanie odkuwek dobrej jakości, nie powoduje dużych zmian w kształcie odkuwki, wymaga mniejszej siły nacisku niż przebijanie przebijakiem pełnym, skraca czas i zmniejsza koszty wykonania. Wady tej metody to: trudność zdejmowania przebijaka z wyciętego rdzenia, duże odpady.

Przebijak, zwłaszcza gdy otwory są długie, nagrzewa się i ulega odkształceniu, a zadziory powstające w ostatniej fazie przebijania powodują częste jego zakleszczenie na rdzeniu. Aby temu zapobiec, należy przebijać bardzo szybko, nie dopuszczając do nadmiernego nagrzania się narzędzi, a przebijaki wykonywać z materiałów stosowanych na narzędzia do pracy na gorąco.

Siłę potrzebną do dziurowania można wyznaczyć wg wzoru

F = 2+ 1,1 ln V (8.31)

gdzie: d - średnica przebijaka, d0 - średnica odkuwki przed dziurowaniem, o p - wytrzymałość materiału na rozciąganie w temperaturze dziurowania.

Dziurowanie z podkładanym pierścieniem (rys. 8.20), zwane również wycinaniem, stosuje się przy nieznacznej grubości materiału, mniejszej od wysokości przebijaka. W celu wykonania otworu nagrzany materiał kładzie się na pierścień spoczywający na dolnym kowadle. Na odkuwce stawia się przebijak większą średnicą ku dołowi współosiowo z otworem pierścieni. Za pomocą górnego kowadła wciska się przebijak w materiał aż do chwili jego wejścia do pierścienia. Siłę wyciskania można w przybliżeniu wyznaczyć wg wzoru F = (0,7-0,8)ap7rdh (8.32)

gdzie: h - wysokość odkuwki, d, a p - oznaczenia, jak we wzorze poprzednim.

Odkształcenia powstające przy przebijaniu przebijakiem pełnym należy uwzględniać przy obliczaniu wymiarów wyjściowych krążka, który ma być przebity. Zmiany kształtu przebijanego krążka pokazano na rysunku 8.21. Przy znanym stosunku d/do i h/h0 można określić stosunek h/h0 i stąd wyznaczyć h na podstawie wykresu, podanego „ 0 - n ~ . . „ t , . . n „ - , r J r ° Rys. 8.20. Dziurowanie z podkładanym pierścieniem [133J: a -na rysunku 8.22. przed przebiciem, b - po przebiciu. Oznaczenia: 1 -

kowadło górne, 2 - przebijak, 3 - odkuwka, 4 - pierścień, 5 - denko


8.7. Przykład technologii kucia swobodnego

Opracowanie procesu technologicznego kucia swobodnego rozpoczyna się od wykonania rysunku odkuwki. Rysunek odkuwki opracowuje się na podstawie rysunku gotowej części przez ustalenie: naddatków technologicznych, naddatków na obróbkę skrawaniem oraz dopuszczalnych odchyłek wymiarowych dla typowych kształtów odkuwek podzielonych według trudności wykonania. W tym celu korzysta się z normy PN-75/H-94101, w której podano wartości naddatków i odchyłek wymiarowych odkuwek kutych swobodnie [74]. Naddatki technologiczne i kształt odkuwki mogą mieć wpływ na własności mechaniczne wyrobu po obróbce skrawaniem. Przykładem jest wał korbowy wykonany według rysunku 8.23a lub według rysunku 8.23b. W tym drugim przypadku otrzymuje się korzystny przebieg włókien (rys. 8.24).

Kolejnym etapem jest dobór wsadu w oparciu o sumę mas odkuwki, ewentualnych naddatków technologicznych, naddatków na próby do badań, odpad na zgorzelinę, a jeśli odkuwka jest wykonywana z wlewka, również należy uwzględnić odpad na stopę i głowę wlewka.

Nadtatek na obróbkę skrawaniem

Rys. 8.23. Odkuwka wału korbowego: a - z dużymi naddatkami technologicznymi, b - bez naddatków technologicznych

Przykład procesu technologicznego podano dla odkuwki tarczy (rys. 8.25a). Proces kucia tarczy przedstawia się następująco. Po wykonaniu czopa do uchwytu i przekuciu krawędzi wlewka do średnicy 500 mm odcina się dolną i górną część wlewka (rys. 8.25b). Z kolei spę-


cza się wlewek na wysokość 250 mm. Po nacięciu pierścienia o średnicy 500 mm i przebiciu otworu o średnicy 200 mm (rys. 8.25c) odkuwa się tarczę (rys. 8.25d) i piastę na wymiar (rys. 8.25e, f).

Rys. 8.24. Przebieg włókien w odkuwce wału korbowego wykonanego w przyrządzie TR

a ) b )

Rys. 8.25. Proces technologiczny kucia tarczy [133]: a - wlewek, b - odcięcie nadlewu i stopy wlewka, c - spęczanie i przebicie otworu, d - kucie tarczy, e - kucie piasty, f - odkuwka

8.8. Kucie półswobodne

Kucie odkuwek dużych wałów korbowych przy minimalnych naddatkach technologicznych i niewielkich naddatkach na obróbkę skrawaniem oraz idealnym przebiegu włókien odbywa się w specjalnym przyrządzie TR (rys.8.26) opracowanym przez T. Ruta. Przyrząd składa się z głowicy 1, w której przegubowo są ułożyskowane łączniki 3 połączone z górną matrycą 2. Pręt wyjściowy układa się w dolnych połówkach matrycy 4. W czasie ruchu trawersy prasy, w momencie zamknięcia matryc, następuje samoczynne zaciśnięcie się pręta w wykrojach. Podczas dalszego ruchu suwaka przeguby pochylają się, powodując ruch matryc w kierunku środka przyrządu, po czym wyginak 6 kształtuje wykorbienie.


Rys. 8.26. Schemat kinematyczny przyrządu TR [133]: A - położenie matryc przed suwem roboczym, B - położenie pod koniec suwu roboczego, F j - rozkład sił przy zaciskaniu pręta. F 2 - rozkład sił pod koniec suwu roboczego. Oznaczenia: 1 - głowica górna, 2 - matryca górna, 3 - łączniki, 4 - matryca dolna, 5 - płyta prowadząca, 6 - wyginak, 7 - pręt wyjściowy, 8 - odkuwka korby

Rysunek 8.27 przedstawia fragment wału korbowego wykonanego w przyrządzie TR.

Rys. 8.27. Fragment wału korbowego wykonanego w przyrządzie TR


9. PROCESY KUCIA MATRYCOWEGO

9.1. Charakterystyka procesu

Przedmioty metalowe, w zależności od przeznaczenia, masy, wielkości serii można wykonywać różnymi metodami: odlewaniem, obróbką skrawaniem lub za pomocą kucia. Jeżeli przedmiot ma wyróżniać się wysokimi własnościami wytrzymałościowymi i nie mieć wad, jakie występują w odlewach, to należy go wykonać za pomocą kucia swobodnego lub matrycowego, nawet gdy wykończenie będzie wymagać kosztownej obróbki skrawaniem.

Kucie matrycowe w porównaniu z kuciem swobodnym daje duże korzyści - przy porównywalnej serii i wielkości otrzymywanych odkuwek. Biorąc pod uwagę powyższe założenia, kucie matrycowe w porównaniu z kuciem swobodnym ma następujące zalety: - możliwość stosowania mniejszych naddatków technologicznych, - większą dokładność wykonania odkuwek, - możliwość nadawania kształtów odkuwce, jakich nie można nadać przez kucie swobodne, - możliwość łatwego i szybkiego odkuwania przedmiotów o kształtach skomplikowanych,

małą pracochłonność oraz dużą wydajność, - znaczną oszczędność w kosztach robocizny, - możliwość zatrudnienia pracowników mniej wykwalifikowanych, - dużą powtarzalność kształtu odkuwek, - łatwość określenia czasu wykonania odkuwki, co umożliwia dokładną kalkulację kosztów.

Wady kucia matrycowego są następujące: - konieczność stosowania maszyn kuźniczych o podwyższonej dokładności prowadzenia

matryc, - dodatkowe koszty związane z prasami do okrawania wypływki, - duży koszt oprzyrządowania, - opłacalność przy dużych seriach odkuwek, - niewielkie wymiary wykonywanych odkuwek.

Odkuwki matrycowe wykonuje się przeważnie z wsadu uprzednio walcowanego i pociętego na odcinki odpowiadające masie pojedynczej odkuwki lub kilku odkuwkom w zależności od wymagań opracowanego procesu technologicznego.

Kucie matrycowe, podobnie jak kucie swobodne charakteryzuje się trój osiowym stanem naprężenia, przy czym wszystkie naprężenia główne są ściskające (rys. 9.1). Jednak proces odkształcania w matrycach z reguły rozpoczyna się od spęczania. Niektóre etapy procesu kucia matrycowego odkuwek wydłużonych można rozpatrywać jako wydłużanie w kowadłach kształtowych. W ostatnim etapie natomiast może zachodzić wyciskanie. Rozpatrzymy te procesy pod kątem rozkładu naprężeń w odkształcanym materiale. Podczas kucia w kowadłach płaskich (rys. 9.la) w materiale w pewnych obszarach mogą wystąpić naprężenia rozciągające. Podczas kucia w kowadłach kształtowych (rys. 9. Ib) materiał może się swobodnie wydłużać,

9. Procesy kucia matrycowego 195

natomiast jego rozszerzanie jest częściowo ograniczone przez boczne ścianki narzędzia. W tym przypadku powstające dodatkowe naprężenia rozciągające są mniejsze, a plastyczność metalu większa niż podczas kucia w kowadłach płaskich. Podczas kucia w matrycach otwartych (rys. 9.1c) rozszerzanie się materiału jest częściowo ograniczone wskutek nacisku wywieranego przez boczne ścianki narzędzia. W porównaniu z kuciem w kowadłach płaskich jednostkowy nacisk jest 1,5-5-3 razy większy, a plastyczność metalu znacznie lepsza. Przy matrycowaniu odkuwek o kształtach złożonych rozkład odkształceń jest nierównomierny, co sprzyja powstawaniu dość znacznych naprężeń rozciągających. W takich przypadkach w celu uniknięcia pęknięć wykonuje się odkuwki z przedkuwek.

Rys. 9.1. Schematy procesu kucia [129]: a - w kowadłach płaskich, b - w kowadłach kształtowych, c -w matrycach otwartych, d - w matrycach zamkniętych, e - w procesie wyciskania

Podczas kucia w matrycach zamkniętych (rys. 9. Id) rozszerzanie się materiału jest ograniczone ściankami narzędzia. Dlatego w całej objętości materiału panuje stan trójosiowego ściskania. W przypadku kucia w matrycach zamkniętych jednostkowy nacisk jest dwukrotnie większy niż przy kuciu w matrycach otwartych, a 3-5-6 razy większy w porównaniu z kuciem swobodnym. W etapie wyciskania materiału (rys. 9.1e) płynięcie odbywa się bez poprzecznego rozszerzenia, któremu przeciwdziała boczny nacisk ścian matrycy. W materiale panuje trójo-siowy stan naprężenia o bardzo dużych wartościach naprężeń. Jednostkowy nacisk powodujący odkształcenia plastyczne jest około 15 razy większy od nacisku występującego w kuciu swobodnym. Materiał wyciskany ma bardzo dużą plastyczność.


9.2. Maszyny do kucia matrycowego

Młoty matrycowe charakteryzują się tym, że wszystkie ich elementy składowe tworzą z szabotą jedną całość. Konstrukcja ich jest zwarta i mocna oraz zapewnia bijakowi dobre prowadzenie. Ogólny schemat konstrukcji młota matrycowego przedstawiono na rys. 9.2. Składa się on z szaboty 1, na której są umocowane stojaki 2, a na nich płyty 3 i mechanizm napędowy 4 (parowo-powietrzny, mechaniczny lub hydrauliczny). Stojaki są połączone elastycznie z szabotą i mechanizmem napędowym za pomocą śrub 6 i 7 ze sprężynami. Dzięki temu zmniejsza się w stojakach naprężenia występujące w czasie kucia. Natomiast w płaszczyźnie poziomej stojaki są sztywno połączone z szabotą za pomocą klinów 8. Prowadnice bijaka 5 są na-stawialne, dzięki czemu uzyskać można dokładne osiowe prowadzenie bijaka. Rozróżniamy następujące typy młotów matrycowych: parowo-powietrzne jednostronnego działania, parowo-powietrzne dwustronnego działania, parowo-powietrzne przeciwbieżne, wysokoenergetyczne, z indywidualnym napędem.

Prasy cierno-śrubowe charakteryzują się tym, że energia kinetyczna nagromadzona w kole zamachowym przenosi się za pośrednictwem wrzeciona, suwaka i narzędzia na materiał podlegający odkształceniu. Prędkość bijaka w momencie zetknięcia się z materiałem jest największa, podobnie jak w młotach. Koło zamachowe może być uruchomione za pomocą mechanizmu ciernego, hydraulicznego lub bezpośrednio od silnika elektrycznego. Prasy śrubowe są używane do kucia na gorąco, gięcia, prasowania i prostowania. Można na nich wykonywać odkuwki typu śrub, nitów, zaworów samochodowych i odkuwki o niewielkich występach i niewysokich żebrach. Istnieje wiele odmian pras śrubowych, w których wrzeciono wykonuje tylko ruch obrotowy i postępowy, a nakrętka jest ruchoma lub nieruchoma. Większość dotychczas stosowanych pras jest wyposażona w napęd cierny; w ostatnich latach napęd ten jako mało wydajny zaczyna być zastępowany napędem hydraulicznym lub elektrycznym.

Prasy kuźnicze korbowe typu Maxi - są to maszyny używane do dokładnego kucia odkuwek produkowanych w dużych seriach. Podstawowym warunkiem stawianym prasom Maxi jest, aby sztywność ich była jak największa, tzn. żeby miały jak najmniejszą sprężystość, ponieważ od tego zależy dokładność wykonania odkuwek. Sprężynowanie prasy powodują: w 1/3 - korpus, a w 2/3 - wał korbowy, łożyska, korbowód i suwak. Problem zmniejszania sprężystości został w znacznej mierze rozwiązany w nowej konstrukcji dzięki zastosowaniu napędu klinowego.

Rys. 9.2. Schemat konstrukcji młota matrycowego [129]: 1 -szabotą, 2 - stojak, 3 - płyta, 4 - mechanizm napędowy (cylinder), 5 - bijak, 6 - śruba, 7 - sprężyna, 8 -klin, 9 - płyta wyrównawcza


Prasy korbowe, w porównaniu z młotami parowo-powietrznymi, mają następujące zalety: - dają większą dokładność kucia, ze względu na dobre prowadzenie suwaka i sztywność

korpusu; - pracują spokojnie, nie powodując powstawania rytmicznych drgań; nie wymagają budowy

kosztownych fundamentów; eliminują wpływ człowieka na jakość wyrobu;

- dają możność ścisłego ustalenia zgniotu, a tym samym wielkości ziarna; ułatwiają mechanizację i automatyzację procesów kucia, dzięki czemu istnieje możliwość wykorzystania każdego suwu roboczego;

- dają niższy koszt ruchu w porównaniu z odpowiedniej wielkości młotem parowo-powietrznym przy ręcznej obsłudze maszyny;

- przy zmechanizowanej pracy koszt ruchu jeszcze znacznie się obniża. Prasy nie są jednak maszynami tak uniwersalnymi jak młoty i można na nich wykonywać

jedynie pewne typy odkuwek. Na prasach Maxi odkuwki powinny być wykonywane w kilku przejściach. Jeżeli odkuwka ma kształty wydłużone, to wstępne odkuwki muszą być wykonane poza prasą jako okresowo walcowane albo ukształtowane na walcarkach kuźniczych. Proces kucia na prasach korbowych może być zmechanizowany z użyciem odpowiednich przyrządów. Działanie ich polega na przenoszeniu materiału lub przedkuwek z wykroju do wykroju. Dzięki temu każdy suw roboczy może być wykorzystany. Wydajność tak zmechanizowanej prasy jest rzędu milionów sztuk rocznie. Dlatego mechanizacja procesu kucia jest opłacalna przy dużej produkcji.

Prasy kolanowe służą do wykonywania tych operacji na zimno i gorąco, które wymagają dużych nacisków na niewielkim odcinku drogi suwaka, a więc do płytkiego kucia, wyciskania, dotłaczania i prostowania. W kuźniach stosuje sieje do dotłaczania odkuwek na zimno i gorąco. Duże zastosowanie znajdują w przemyśle zbrojeniowym do wyrobu amunicji oraz w mennicach do wybijania monet. Prasy odznaczają się sztywnym korpusem, dużym naciskiem w pobliżu dolnego martwego położenia oraz stosunkowo długim czasem stykania się narzędzia z tłoczonym przedmiotem, co daje w efekcie produkt o wysokiej klasie dokładności.

Kuźniarki pod względem konstrukcyjnym należą do grupy pras mechanicznych o układzie korbowym i o dwóch suwakach poruszających się względem siebie pod kątem prostym [130]. Kuźniarki buduje się z pionowym i poziomym podziałem matryc. Ostatnio coraz szersze zastosowanie znajdują kuźniarki z poziomym podziałem matryc. Obecnie budowane są dwa typy kuźniarek tego rodzaju, w których górna część matrycy porusza się pionowo po linii prostej oraz po łuku.

Walcarki kuźnicze są maszynami, które budową i sposobem pracy przypominają lekkie walcarki hutnicze dwuwalcowe. Pod względem konstrukcyjnym dzieli się je na: wysięgowe, ramowe, ramowo-wysięgowe oraz wieloklatkowe automaty walcownicze. Odmiennym typem są walcarki kopiujące i śrubowe. Walcarki kuźnicze są wyposażone w specjalne stoły z prowadnicami i zderzakami, które służą do właściwego ułożenia materiału podczas walcowania. W produkcji wielkoseryjnej i masowej stosuje się wieloklatkowe automaty walcownicze.


9.3. Matryce - materiały i konstrukcja

Narzędzia kuźnicze, a w szczególności matryce stosowane do kucia na młotach, są narażone na działanie wysokiej temperatury i naprężeń zmiennych - dynamicznych. Z tych względów na matryce stosuje się stale o dobrych własnościach mechanicznych, odpowiednio przekute i wolne od wad wewnętrznych i powierzchniowych. Matryce do pras i kuźniarek są narażone na mniejsze naprężenia dynamiczne, natomiast na większe naprężenia termiczne i z tego względu są one mniej odporne na ścieranie.

Matryce stosowane do kucia na gorąco na młotach konwencjonalnych, prasach kuźniczych i kuźniarkach wykonuje się z narzędziowej stali węglowej. Matryce przeznaczone do kucia na gorąco z dużymi prędkościami wykonuje się ze stali chromowo-molibdenowo-wanadowych.

Poprawne opracowanie procesu technologicznego kucia matrycowego polega na zaprojektowaniu i wykonaniu odpowiednich wykrojów tzw. pomocniczych i matrycujących w oparciu o analizę uwzględniającą: - kształt odkuwki (osiowo symetryczne zwarte,

wydłużone, złożone) i masę odkuwki, - kinematykę płynięcia materiału na różnych ma

szynach kuźniczych (młoty, prasy, kuźniarki, zespoły agregatów),

- własności plastyczne i mechaniczne odkształcanego materiału z uwzględnieniem temperatury kucia (na zimno lub na gorąco),

- konstrukcję wykrojów matryc (otwarte i zamknięte - rys. 9.3). Z wymienionymi wyżej zagadnieniami wiążą się

następujące pojęcia: - powierzchnia podziału matryc - jest to po

wierzchnia dzieląca matryce na górną i dolną (rys. 9.3); - wykrój - wgłębienie w matrycy, które nadaje odkuwce żądany kształt (rys. 9.4); - skosy matrycowe - pochylenie ścian bocznych wykroju: zewnętrznych a i wewnętrznych

p umożliwiające wyjęcie odkuwki z matrycy (rys. 9.5). Przy kuciu w matrycach otwartych tworzy się wypływka, którą obcina się bezpośrednio

po kuciu (rys. 9.6). Kucie w matrycach zamkniętych odbywa się bez tworzenia wypływki. Wsad do kucia w matrycach zamkniętych musi być cięty z podwyższoną dokładnością. Rolę wypływki w procesie kucia w matrycach zamkniętych pełni kompensator umieszczany w obszarze wykroju najpóźniej zapełniającym się metalem. Do tej grupy procesu kucia matrycowego zalicza się kucie precyzyjne np. stopów tytanu i kucie w niekonwencjonalnych warunkach materiałów nadplastycznych oraz kucie proszków metali.

Rys. 9.3. Wykrój matrycujący [129]: a - otwarty, b - zamknięty


Rys. 9.4. Matryca jednowykrojowa do kucia na młocie [129]: 1 - matryca dolna, 2 -matryca górna, 3 - oprawa matrycy, 4 -poduszka szaboty, 5 - klin matrycy dolnej, 6 - klin matrycy górnej, 7 - szabota

Matryca górna

Matryca dolna y Rys. 9.5. Pochylenia ścian wykroju matrycy

[129]: a - kąt pochylenia ściany zewnętrznej, P - kąt pochylenia ściany wewnętrznej

Wypływka ma podstawowe znaczenie przy kuciu w matrycach otwartych. Jej zadania są następujące: tworzy wokół odkuwki pierścień zamknięty, który przeciwstawia się wypływaniu metalu z wykroju na zewnątrz, zabezpiecza matryce przed bezpośrednim wzajemnym uderzaniem i uszkodzeniem i magazynuje nadmiar wsadu po wypełnieniu wykroju.

Wypływka składa się z mostka i magazynu. Mostek hamuje wypływanie wsadu, magazyn służy do pomieszczenia jego nadmiaru. Kształt i wymiary wy-pływki zależą od trudności procesu kucia, kształtu odkuwki i jej wielkości (rys. 9.7). Magazyn wykonuje się w górnej matrycy (rys. 9.7a). Magazyn wykonuje się w dolnej matrycy (rys. 9.7b), jeśli odkuwkę obraca się o 180° do obcinania wypływki. Wypływka z powiększonym magazynem (rys. 9.7c) jest stosowana dla odkuwek o złożonych kształtach i tylko na tych częściach obwodu, gdzie przewiduje się duży wypływ metalu. Pozostałe kształty wypływki stosuje się w przypadkach, gdy należy hamować nadmierny wypływ metalu z wykroju (rys. 9.7d i f) lub dla odkuwek prostych (rys. 9.7e).

Rys. 9.6. Proces okrawania wypływki [129]: 1 - odkuwka, 2 - wypływka, 3 - płyta tnąca, 4 -stempel, 5 - oprawa płyty tnącej, 6 - stół prasy 7 - suwak, 8, 9 - klin


a) d)

— t,—U i , J ' \ _ R 4 . 5

Rys. 9.7. Kształty rowków na wypływkę przy kuciu na młocie [115]: a - magazyn w górnej matrycy, b - magazyn w dolnej matrycy, c - magazyn w górnej i dolnej matrycy, d - mostek niesymetryczny, e - mostek klinowy, f - magazyn podwójny

Wymiary rowka na wypływkę oblicza się w zależności od wymiarów odkuwki i jej kształtu [129]. W przybliżeniu wysokość mostka wypływki h jest fimkcją.powierzchni odkuwki w płaszczyźnie podziału matryc. Przy obliczaniu objętości wsadu uwzględnia się 70% wypełnienie magazynu wypływki. Rowek na wypływkę wykonuje się tylko w wykroju matrycującym wykańczającym.

9.4. Metody i etapy wypełniania wykroju matrycowego

Wykrój matrycujący może być wypełniany przez spęczanie, dziurowanie lub wyciskanie (rys. 9.8). W przypadku odkuwek mających kształt prosty (rys. 9.8a) wykrój wypełnia się wyłącznie przez spęczanie. Jeżeli odkuwka ma jedno- lub dwustronne wgłębienie, to wypełnienie wykroju następuje przez spęczanie i dziurowanie (rys. 9.8b,c). Odkuwki z występami wykonuje się z przewagą procesu spęczania, jeżeli wsad jest wysoki (rys. 9.8d), lub wyciskania, jeżeli wsad jest niski (rys. 9.8e). W przypadku pokazanym na rys. 9.8f wypełnianie wykroju jest złożone i odbywa się przez spęczanie, dziurowanie oraz wyciskanie.

9.4.1. Wypełnianie wykroju matrycującego otwartego

Wypełnianie wykroju matrycującego otwartego można podzielić na kilka etapów. Jeśli kucie odbywa się w matrycach otwartych (z wypływką), wyróżnia się cztery etapy (rys. 9.9). 1) Pierwszy etap (rys. 9.9a) rozpoczyna się z chwilą zetknięcia się matrycy górnej z metalem

ułożonym w wykroju matrycy dolnej. Najczęściej następuje swobodne spęczanie metalu, a w przypadkach bardziej złożonych niewielkie jego wyciskanie. Obniżanie matrycy górnej wywołuje powstawanie beczułkowatości, podobnie jak przy spęczaniu swobodnym. Świad-


czy to o tym, że metal odkształca się nierównomiernie. Najbardziej odkształcają się jego warstwy środkowe. W pewnych obszarach odkształcanego materiału mogą powstać naprężenia rozciągające, co przy większych odkształceniach może doprowadzić do pojawienia się pęknięć. Naciski w pierwszym etapie wypełniania wykroju są niewielkie. Etap ten kończy się z chwilą zetknięcia się metalu z boczną ścianką wykroju.

a) b) c)

Rys. 9.8. Sposoby wypełniania wykroju wykańczającego [129]: a - spęczanie, b - jednostronne wgłębianie, c - dwustronne wgłębianie, d - spęczanie połączone z wyciskaniem, e - wyciskanie, f - wgłębianie połączone z wyciskaniem. Oznaczenia: 1 - odkuwka, 2 - wsad

2) W drugim etapie (rys. 9.9b) metal płynąc na boki, wypełnia wykrój. Etap ten kończy się, gdy nadmiar metalu zacznie wypływać między matryce. Pod koniec drugiego etapu wykrój jest już wypełniony, z wyjątkiem naroży. W tym etapie następuje wzrost nacisków spowodowany zwiększeniem siły tarcia na ściankach bocznych wykroju.

3) W trzecim etapie (rys. 9.9c) nadmiar metalu wypływa na zewnątrz i tworzy wypływkę. Wypływanie metalu na zewnątrz jest hamowane siłą tarcia na mostku wypływki i na ściankach bocznych wykroju w pobliżu wypływki. Utrudnione wypływanie metalu w obszarze wypływki powoduje wypełnianie naroży wykroju. Jeżeli matryca jest skonstruowana prawidłowo i wsad nie jest dobrany z dużym nadmiarem, to po wypełnieniu naroży kończy się proces kucia. Jednak w praktyce najczęściej występuje pewien nadmiar wsadu, z tego względu odkuwka nie osiągnęła wysokości zgodnej z żądaną, dlatego matryca górna powinna być dalej przemieszczana. Siła w tym etapie kucia zwiększa się znacznie.

4) W czwartym etapie (rys. 9.9d) wysokość odkuwki zmniejsza się o Ah4, co wiąże się z wyciskaniem nadmiaru metalu w wypływkę. W tym etapie naciski gwałtownie wzrastają i osiągają wartość maksymalną, co stanowi ok. 50% całkowitej energii uderzenia. Bezwzględne odkształcenie odkuwki Ah4 w tym etapie nie przekracza zwykle 2 mm. Plastycznie odkształca się tylko wypływka i część środkowa odkuwki, a pozostała część metalu odkształca się sprężyście. Proces kucia przebiega najkorzystniej, gdy czwarty etap jest możliwie krótki. W tym przypadku zużycie materiału wyjściowego i energii potrzebnej do ostatecz-


nego wypełnienia wykroju jest minimalne. Czwarty etap kucia można skrócić do minimum, gdy: - dobierze się dokładnie objętość wsadu, - ustali się prawidłowy kształt przedkuwki, - ustali się w wyniku obliczeń i prób optymalne wymiary wypływki.

Mechanizm wypełniania wykrojów bardziej złożonych odbywa się w sposób analogiczny do omówionego. Jeśli odkuwka posiada otwór, dwa pierwsze etapy kucia ulegają zmianie, ponieważ zamiast spę-czania metalu występuje dziurowanie (rys.9.8c) lub dziurowanie i wyciskanie (rys. 9.8f).

a)

9.4.2. Wypełnienie wykroju wykańczającego w matrycach zamkniętych

Wypełnienie wykroju wykańczającego (matrycującego) w matrycach zamkniętych [105] można podzielić na trzy etapy. Dwa pierwsze przebiegają identycznie jak przy kuciu w matrycach otwartych. W trzecim etapie następuje całkowite wypełnienie wykroju i etap ten kończy się z chwilą pojawienia się w szczelinie zamka nieznacznej wypływki. W procesie tym nie stosuje się dobijania odkuwki, tj. czwartego etapu kucia, gdyż grozi to uszkodzeniem matryc. Na rysunku 9.10 przedstawiono schematycznie proces wypełnienia wykroju przy kuciu odkuwki z otworem. W etapie pierwszym następuje swobodne spęczanie materiału połączone z dwustronnym swobodnym przebijaniem odkuwki. Drugi etap rozpoczyna się z chwilą zetknięcia się metalu z bocznymi zewnętrznymi ścianami wykroju. W etapie tym następuje dalsze przebijanie odkuwki. Metal płynie na boki, napotyka przeszkodę w postaci ścian wykroju i zmienia kierunek płynięcia, wchodząc w cylindryczną przestrzeń między matrycami. W etapie trzecim zachodzi ostateczne wykonanie odkuwki - całkowite wypełnienie wykroju matrycy.

Zasadniczą wadą kucia w matrycach otwartych jest duże zużycie materiału. Materiał wsadowy jest większy od objętości odkuwki o objętość wypływki i objętość traconą na zgorzelinę, jeśli kucie odbywa się na gorąco. W zależności od kształtu odkuwki zużycie

b)

c)

d)

Rys. 9.9. Etapy wypełniania wykroju wykańczającego w matrycach z wypływką [129]: a -spęczanie swobodne, b -wypełnianie wykroju matrycy, c - tworzenie wypływki, d - uzyskanie wymiaru wysokości odkuwki


metalu przy kuciu w matrycach zamkniętych zmniejsza się o 10+15%, a masa odkuwki o 2+5%.

a) b) c) d)

Rys. 9.10. Etapy wypełniania wykroju matrycującego zamkniętego [129]: a - ułożenie wsadu, b - swobodne spęczanie połączone z przebijaniem, c - wypełnianie wykroju matrycy, d - wypływ nadmiaru metalu do kompensatora

Przy kuciu w matrycach otwartych schemat główny naprężeń przedstawia się jako trójo-siowy stan naprężenia o nierównomiernym wszechstronnym ściskaniu [102]. Jednak wobec nieznacznego oddziaływania ścian bocznych wykroju na odkształcany metal wielkości drugiego i trzeciego głównego naprężenia ściskającego są mniejsze niż w matrycy zamkniętej. Przy zbyt intensywnym płynięciu metalu na boki może powstać taki stan naprężenia, w którym dwa główne naprężenia będą naprężeniami rozciągającymi. Taki stan naprężenia, zwłaszcza w częściach odkuwki położonej w pobliżu wypływki, przy odpowiednich wartościach naprężeń może doprowadzić do wewnętrznych naderwań materiału. Natomiast przy kuciu w matrycach zamkniętych trój osiowy stan naprężenia o dużych naprężeniach ściskających nie ulega zmianie w całej objętości przekuwanego materiału. W związku z tym nie występują tutaj wewnętrzne naderwania lub rozwarstwienia metalu, jak to ma miejsce przy kuciu w matrycach otwartych. Poza tym wszechstronne ściskanie podwyższa znacznie plastyczność i równomierność odkształcenia metalu [38].

Odkuwki wykonane w matrycach zamkniętych mają korzystniejszy przebieg włókien, a tym samym lepsze własności mechaniczne niż odkuwki wykonane w matrycach otwartych. Włókna odkuwki wykonanej w matrycach zamkniętych tworzą ciągłe linie i są równomiernie rozłożone wewnątrz odkuwki, natomiast włókna odkuwki wykonanej w matrycy otwartej są poprzeywane i skupiają się u wylotu wypływki.

Energia uderzenia młota przy kuciu w matrycach zamkniętych jest zamieniana wyłącznie na pracę odkształcenia plastycznego odkuwki, natomiast w matrycach otwartych również na odkształcanie wypływki [103, 104]. Przez zastosowanie kucia w matrycach zamkniętych odpada obcinanie wypływki, a tym samym skraca się cykl produkcyjny.

Kucie w matrycach zamkniętych ma też pewne wady, do których zalicza się niska trwałość matryc spowodowaną większym obciążeniem jednostkowym, mniejszą uniwersalnością itp. W końcowym etapie kucia bezwypływkowego, po wypełnieniu wykroju metalem, występują duże naciski, które powodują sprężyste odkształcenie matrycy i odkuwki. Z chwilą wypełnienia wykroju metalem proces kucia powinno się zakończyć. Nieprzestrzeganie tego wa-


runku jest przyczyną częstych uszkodzeń matryc w postaci pęknięć. Pęknięcia mogą również być spowodowane wypływem metalu w obszar zamka matrycy. Wadą kucia w matrycach zamkniętych jest także mniejsza uniwersalność w porównaniu z kuciem w matrycach otwartych na młotach. Metodą tą wykonuje się przeważnie odkuwki okrągłe i najprostsze wydłużone. Kucie w matrycach zamkniętych odkuwek o złożonych kształtach wymaga specjalnie przygotowanych przedkuwek i odbywa się z reguły w kilku operacjach [63, 111]. Kucie w matrycach zamkniętych wymaga również większych dokładności cięcia wsadu. W celu zmniejszenia ilości zgorzeliny, stosuje się nagrzew indukcyjny lub w piecach z atmosferą ochronną.

9.5. Projektowanie technologii kucia matrycowego

Odkuwki matrycowe posiadają różne kształty. Do najprostszych zalicza się osiowo symetryczne typu pierścieni, do złożonych wydłużone rozwidlone z występami. W celu uproszczenia opracowania procesu technologicznego i konstrukcji oprzyrządowania odkuwki matrycowe dzieli się na grupy w zależności od ich kształtów [109]. Kształt odkuwki determinuje ilość i rodzaj operacji kucia. Rodzaj operacji kucia zależy również od maszyny kuźniczej. Najbardziej uniwersalnymi maszynami kuźniczymi są młoty, dlatego posiadają one duże możliwości zastosowania różnych operacji kształtowania przedkuwki. Ostateczny kształt odkuwki uzyskuje się w wykroju matrycującym na gotowo (wykańczającym).

9.5.1. Dobór wykrojów pomocniczych

Przedkuwki odkuwek wydłużonych kutych na młotach wykonuje się w wykrojach pomocniczych [115]. Dzieli sieje na cztery grupy.

Grupa I - stosuje się dla odkuwek o zmiennym przekroju poprzecznym: wykrój wydłużający,

- wykrój przewężający, - wykrój rolujący otwarty i zamknięty.

Grupa II - stosuje się je dla odkuwek wymagających gięcia i niesymetrycznego przemieszczania metalu: - wykrój kształtujący,

wykrój gnący. Grupa III - stosuje się dla odkuwek wymagających spęczania:

- płaszczyzna do płaszczenia. Grupa IV - stosuje się dla odkuwek o złożonym kształcie poprzecznym:

wykrój rolująco-wydłużający, roluj aco-kształtuj ący,

- kształtująco-wydłużający. Do odcinania uchwytu na kleszcze lub odcinania odkuwek kutych z pręta na boku matry

cy umieszcza się nóż do odcinania. Są dwa wykroje matrycujące na młotach:


- wykrój wstępnie matrycujący - stosowany dla odkuwek o złożonych kształtach przed końcowym matrycowaniem, matrycujący (wykańczający) - stosowany do ostatecznego wykonania odkuwek. Wykrój matrycujący wykańczający wykonuje się z wypływką, jeśli kucie odbywa się w

matrycach otwartych.

9.5.2. Przykłady technologii kucia odkuwki matrycowej

Przykład kucia wielo wykrój owego na młocie odkuwki wydłużonej pokazano na rysunku 9.11.

Odkuwki zwarte, w tym osiowo symetryczne wykonuje się najczęściej w jednym wykroju. W celu usunięcia zgorzeliny z wsadu na boku matrycy umieszcza się płaszczyznę do płaszczenia. Kucie na młocie złożonych odkuwek osiowo symetrycznych, np. kół zębatych, krzyżaków itp., odbywa się w dwóch wykrojach matrycujących (wstępnie matrycującym i wykańczającym), po uprzednim spęczaniu na płaszczyźnie do płaszczenia.

Rys. 9.11. Przebieg wielowykrojowego kucia dźwigni z pręta na młocie [129]: a - odkuwka, b - matryca dolna, c - wsad, d - kolejne zabiegi, e - wykrój rolujący. Oznaczenia: 1 - wykrój wydłużający (wydłużanie), 2 - wykrój rolujący (rolowanie), 3 - wykrój gnący (gięcie), 4 - wykrój wstępnie matrycujący (matrycowanie wstępne), 5 - wykrój matrycujący na gotowo (matrycowanie wykańczające), 6 - nóż do odcinania uchwytu

Przy kuciu na prasach stosuje się tylko te operacje, które są możliwe do realizowania za pomocą jednego ruchu suwaka prasy, np.: matrycowanie wstępne i wykańczające, spęczanie, przewężanie, gięcie i kształtowanie (formowanie). Powyższe operacje prowadzi się analogicz-


nie jak na młotach. Proces kucia na prasie odkuwki osiowosymetrycznej w trzech wykrojach przedstawiono na rysunku 9.12. W celu wyjęcia odkuwki z wykroju na prasie stosuje się wyrzutnik.

a) b) c) d)

Rys. 9.12. Proces kucia odkuwki osiowo symetrycznej na prasie w trzech przej ściach [129]: a - wsad, b - spęczanie połączone z kształtowaniem, c - wstępne matrycowanie, d - matrycowanie wykańczające

Poprawne opracowanie procesu technologicznego kucia matrycowego zależy również od właściwej konstrukcji odkuwki [117], w tym od promieni zaokrągleń i naddatków technologicznych, w tym konstrukcji denka. W odkuwkach rozróżnia się trzy rodzaje promieni zaokrągleń: zewnętrzne r1? wewnętrzne r2 i w miejscach zmiany przekroju odkuwki r3 (rys. 9.13). Promienie zaokrągleń mają duży wpływ na proces kucia i trwałość oprzyrządowania.

Zewnętrzne promienie zaokrągleń odkuwki odpowiadają wewnętrznym promieniom wykroju. Gdy promienie te są zbyt małe, stają się źródłem karbów i przedwczesnych mikropęknięć matrycy. Poza tym łuki o małych promieniach łatwo się zanieczyszczają i utrudniają płynięcie metalu w naroża wykroju, a tym samym wymagają większych nacisków w czasie matrycowania. Gdy promienie ri są zbyt małe, odkuwki mają przeważnie niewypełnione krawędzie. Wewnętrzne

„ A 4 „ ~ . . , , , promienie zaokrągleń odkuwki odpowiadają wierz-Rys. 9.13. Promienie zaokrągleń w ^ ° r J

odkuwkach [129] chołkom zaokrągleń zewnętrznych wykroju, mają one na celu stworzenie dogodnych warunków przepływu metalu z jednej części wykroju w drugi. Im większe są

te promienie, tym metal płynie swobodniej. Gdy promienie r2 są zbyt małe krawędzie wykroju szybko zniekształcają się i powodują zmniejszenie pochylenia ścian bocznych wykroju. Z tego powodu odkuwki zaczynają przyklejać się do matrycy i wykrój wymaga naprawy. Zbyt małe promienie wewnętrzne mogą spowodować nieprawidłowe płynięcie metalu i przez to mogą doprowadzić do wytworzenia się w odkuwce zawinięć i podłamów [115].

Na przykład zbyt mały promień r2 (rys. 9.14a) przy kuciu odkuwki koła zębatego powoduje, że metal początkowo płynie ze środka wykroju na boki. Następnie napotykając przeszkodę w postaci bocznych ścian wykroju płynie do góry (rys. 9.14b, c), a po zetknięciu się z górnym dnem wykroju płynie w dół (rys. 9.14d). Równocześnie spod czopa metal płynie do góry wykroju. W miejscach zetknięcia się metalu płynącego z góry i z dołu powstaje podłam (rys. 9.14e). Przy odpowiednio dużym promieniu r2 (rys. 9.14b) metal płynie w jednym kierunku, tj. tylko do góry, wypełniając dobrze wykrój i tworząc odkuwkę bez podłamów.


a)

b)

c)

d)

e)

Rys. 9.14. Mechanizm powstawania podłamów [129]: A -małe promienie zaokrągleń, B - duże promienie zaokrągleń. Oznaczenia: a - ułożenie wsadu, b -pierwszy etap styku materiału z boczną ścianą wykroju, c - drugi etap styku materiału z boczną ścianą wykroju, d - trzeci etap styku materiału z dnem górnego wykroju, e - zamknięcie podłamu

giczny - dobiera się rodzaj i liczbę zabiegów, określa projektuje wykroje pomocnicze.

Ponadto ostre lub mało zaokrąglone krawędzie wykroju powodują przecinanie się włókien w odkuwkach i własności wytrzymałościowe takich odkuwek są znacznie niższe niż odkuwek wykonanych w wykroju o prawidłowo zaokrąglonych krawędziach. Najmniejsze dopuszczalne wielkości promieni zaokrągleń wyznacza się na podstawie wartości podanych w normie PN-86/H-94301 [75], w której podane są również pozostałe warunki konstrukcji rysunku odkuwki matrycowej, w tym naddatki na obróbkę skrawaniem (rys. 9.15).

Obliczanie objętości wsadu odkuwek dokonuje się metodą analityczną lub wykreślną. Metoda analityczna wykorzystuje opcje wbudowane w edytory graficzne konstrukcji rysunków. Metoda wykreślną służy do konstruowania idealnej przedkuwki odkuwek wydłużonych o złożonych kształtach (rys. 9.16). Idealną przed-kuwką nazywa się przedkuwkę przedstawiającą bryłę obrotową mającą poprzeczne przekroje równe sumie odpowiednich przekrojów odkuwki i wypływki. Na podstawie idealnej przedkuwki opracowuje się proces technolo-

się wymiary materiału wyjściowego i

9.6. Dobór wielkości maszyny do kucia matrycowego

Wielkość młota do kucia w matrycach otwartych dobiera się w oparciu o energię uderzenia [129]


Odkuwka I II III IV V

Rys. 9.15. Naddatki na obróbkę skrawaniem: n - Rys. 9.16. Konstrukcja wykresu przekrojów ideal-naddatki normalne, nj - naddatki zwią- nej odkuwki wydłużonej [129] zane ze skosami matrycowymi

U = (9.1)

gdzie: Lp - praca odkształcenia plastycznego odkuwki z wypływką w ostatnim uderzeniu, r) - współczynnik sprawności uderzenia młota (r\ = 0,8-^0,9).

Pracę Lp można wyznaczyć ze wzorów [131]: - dla odkuwek okrągłych w płaszczyźnie podziału

L p o = 18(l-0,005d)j^l,l + | j (o,75 + 0,001d2)dap (9.2)

gdzie: d -średnica odkuwki, cm, o p - wytrzymałość materiału w danej temperaturze kucia,

dla odkuwek wydłużonych \ 2

d s k c p (9.3) 18(1 - 0,005dsk + - p j (o,75 + 0,00 l d s k

2 )^\ + 01

gdzie: 1 - długość odkuwki, cm,

d s k - zastępcza średnica odkuwki, d s k = 1, i W s , cm, b ś r = S/l - średnia szerokość odkuwki, cm, S - powierzchnia odkuwki w płaszczyźnie podziału matryc, cm2. Masę części spadających wyznacza się ze wzoru

m = - £ - (9.4) n


gdzie n = 1,4- 2,3 - współczynnik zależny od konstrukcji młota. Podobnie jak w matrycach otwartych, wielkość młota przy kuciu w matrycach zamknię

tych dobiera się na podstawie pracy odkształcenia plastycznego w ostatnim uderzeniu. Praca ta może być mniejsza od pracy kucia w matrycach otwartych, gdyż całkowita energia ostatniego uderzenia jest zużyta wyłącznie na odkształcenie odkuwki (z uwzględnieniem strat występujących przy uderzeniu). Nadmiar energii uderzenia jest raczej szkodliwy, gdyż zużywa s i e j ą na sprężyste odkształcenie matrycy i odkuwki, powodując gwałtowny wzrost nacisków w wykroju. Szczególnie szkodliwe są ostatnie uderzenia, a zwłaszcza dobijanie odkuwki.

Wielkość prasy karbowej dobiera się w oparciu o maksymalną siłę występującą w końcowym etapie kucia

gdzie: F - siła nacisku prasy, MN, S - powierzchnia odkuwki w płaszczyźnie podziału matryc (bez wypływki), m2, a p - granica plastyczności materiału odkuwki w temperaturze zakończenia procesu kucia, MPa.

Przy kuciu z wypływką wielkość współczynnika q można wyznaczyć ze wzoru - dla odkuwek okrągłych w płaszczyźnie podziału

(9.5)

(9.6)

- dla odkuwek wydłużonych 2

(9.7)

gdzie: d - średnica maksymalna odkuwki w płaszczyźnie podziału matryc, mm, 1 - największa długość odkuwki w płaszczyźnie podziału, mm

d ś r = 1,13 Vs - średnia średnica, mm, b ś r = S/l - średnia szerokość odkuwki w płaszczyźnie podziału matryc, mm.


10. PROCESY WYCISKANIA

10.1. Wprowadzenie

Wyciskaniem nazywamy operację kucia matrycowego, która polega na tym, że metal zamknięty w pojemniku pod wpływem nacisku narzędzia wyciskany jest przez otwór matrycy i otrzymuje kształt przekroju poprzecznego wyrobu odpowiadający kształtowi matrycy. Wyciskaniem nazywa się również prasowanie wypływowe [58].

Proces wyciskania stosuje się do wyko-

Rys. 10.1. Kształty odkuwek wyciskanych

nania odkuwek o różnych kształtach: cylindrycznych i stożkowych, gładkich i z występami, pełnych i drążonych. Metodą, tą można wykonywać również odkuwki o złożonych kształtach (rys. 10.1) i różnych profilach przekroju poprzecznego (rys. 10.2).

Analiza asortymentu odkuwek wykonywanych w kuźniach przemysłu maszynowego wykazuje, że znaczna ich część

może być wykonywana metodą wyciskania. Na przykład, w przemyśle samochodowym lO-s-12% odkuwek matrycowych można wykonać wyciskaniem. Wyciskanie posiada wiele zalet. Do najważniejszych z nich można zaliczyć: - w procesie wyciskania występuje trójosiowy stan naprężenia (trójosiowe ściskanie), który

powoduje znaczne zwiększenie plastyczności metalu, co umożliwia wykonywanie odkuwek ze stali o niskiej plastyczności;

- przy wyciskaniu nie występują straty metalu w postaci wypływki i nadmiernych naddatków na obróbkę skrawaniem, tylko przy niedokładnie odmierzonym wsadzie nadmiar metalu powiększa objętość wyciskanej odkuwki, powodując nieznaczne straty metalu;

- przez wyciskanie, oprócz oszczędności metalu zwiększa się dokładność wykonania odkuwek, zmniejsza naddatki na obróbkę skrawaniem, zwiększa wydajność i obniża pracochłonność w kuźniach i warsztatach mechanicznych;

- proces wyciskania można stosunkowo łatwo mechanizować i automatyzować.

Rys. 10.2. Przykłady profili wyrobów wykonanych przez wyciskanie

10. Procesy wyciskania 211

Do ujemnych cech procesu wyciskania można zaliczyć stosunkowo duże naciski jednostkowe, większe zużycie energii na przeprowadzenie procesu i małą żywotność oprzyrządowania [110]. Proces wyciskania przeprowadza się przeważnie na prasach i praso-młotach, ale można go również przeprowadzić na kuźniarkach i młotach matrycowych (wyciskanie udarowe).

10.2. Metody wyciskania

W zależności od kierunku płynięcia metalu rozróżnia się następujące metody wyciskania (rys. 10.3): - współbieżne, - przeciwbieżne, - boczne - mieszane [70].

Rys. 10.3. Schematy wyciskania [129]: a - współbieżne wyciskanie odkuwki pełnej; b - współbieżne wyciskanie odkuwki z otworem, c - przeciwbieżne wyciskanie odkuwki pełnej, d - przeciwbieżne wyciskanie tulei, e - wyciskanie boczne, f - wyciskanie mieszane. Oznaczenia: 1 -metal, 2 - stempel, 3 - pojemnik

Przy wyciskaniu współbieżnym (rys. 10.3a, b) .metal 1 wypychany jest stemplem 2 z pojemnika 3 przez otwór znajdujący się w jego dolnej części. Kierunek wypływania metalu jest zgodny z kierunkiem ruchu stempla 2. W tej metodzie wyciskania metal przemieszcza się względem ścianek nieruchomego pojemnika, powodując występowanie na powierzchni styku sił tarcia, które przeciwdziałają ruchowi metalu i zwiększają siłę wyciskania.

Przy wyciskaniu przeciwbieżnym wyrobów pełnych (rys. 10.3c) metal 1 jest wypychany z pojemnika 3 przez otwór w stemplu 2, a przy wyciskaniu odkuwek drążonych typu tulei (rys. 10.3d) przez otwór pierścieniowy powstały między pojemnikiem 3 i stemplem 2. W obu procesach metal płynie w kierunku przeciwnym do kierunku ruchu stempla. Przy wyciskaniu prze-


a)

ciwbieżnym metal nie przemieszcza się względem ścian pojemnika i tym samym nie występują na bocznych płaszczyznach styku siły tarcia. Dlatego siły nacisku przy wyciskaniu przeciwbieżnym są znacznie mniejsze niż przy wyciskaniu współbieżnym. Odmianą wyciskania współbieżnego jest wyciskanie z wypływem bocznym (rys. 10.3e). Proces ten charakteryzuje się tym, że wyciskany metal płynie w kierunku prostopadłym do kierunku ruchu stempla. Wyciskanie mieszane (rys. 10.3f) jest połączeniem wyciskania współbieżnego i przeciwbieżnego.

Na rysunkach 10.3 i 10.4 przyjęto następujące oznaczenia: F - siła nacisku stempla, T - siła tarcia, vs, vr - prędkość ruchu stempla i pojemnika, v - prędkość wypływania metalu.

Odmianą wyciskania współbieżnego jest wyciskanie hydrauliczne i z tarciem aktywnym. Wyciskanie hydrauliczne polega na tym, że metal z pojemnika wygniatany jest przez otwór matrycy nie stemplem, jak to ma miejsce w procesie zwyczajnym, lecz przez ciecz, doprowadzoną do pojemnika pod wysokim ciśnieniem (rys. 10.4a). Ciecz izoluje metal od narzędzia, w wyniku czego tarcie metalu o narzędzie jest zamienione na tarcie o ciecz. Ośrodkiem pracującym (wywierającym nacisk na metal) niekoniecznie musi być ciecz, mogą to być metale o niskiej wytrzymałości na ściskanie. Na rysunku 10.4b

przedstawiono schemat wyciskania współbieżnego, w którym przemieszczają się równocześnie stempel i pojemnik. W procesie tym wytwarza się na bocznych ścianach pojemnika tzw. tarcie aktywne pomagające płynięciu metalu. Powoduje ono zmniejszenie siły wyciskania. Wyciskanie z ruchomym pojemnikiem nazywa się wyciskaniem z tarciem aktywnym.

b -współbieżne współbieżne

Rys. 10.4. Schematy wyciskania [129]: wyciskanie hydrostatyczne; wyciskanie z tarciem aktywnym. Oznaczenia: 1 - stempel, 2 - pojemnik, 3 - matryca, 4 *- metal, 5 - ciecz, 6 - uszczelka

10.3. Stan odkształcenia

Proces wyciskania można podzielić na trzy etapy. Pierwszy etap (rys. 10.5a) rozpoczyna się z chwilą zetknięcia się stempla z metalem uło

żonym w pojemniku. W etapie tym następuje spęczanie metalu - początkowo swobodne a następnie matrycowe. Pierwszy etap kończy się po wypełnieniu pojemnika materiałem wsadowym i wyciśnięciu części metalu do otworu matrycy.


a) b) c)

3

i)

Rys. 10.5. Płynięcie metalu w poszczególnych etapach odkształcania [63, 129]: a - początek procesu, b - ustabilizowane płynięcie, c - koniec procesu oraz d - schemat zniekształcenia siatki współrzędnych przy wyciskaniu współbieżnym pręta okrągłego

Etap drugi wyciskania (główny) rozpoczyna się z chwilą wypłynięcia metalu na zewnątrz matrycy (rys. 10.5b). W tym etapie metal odkształca się plastycznie tylko w obszarze objętym strefą odkształcenia, a pozostała objętość metalu odkształca się sprężyście. W drugim etapie metal płynie laminarnie, tzn. przechodzi przez otwór matrycy nieskończenie cienkimi koncentrycznymi pierścieniami bez wzajemnego przenikania się tych pierścieni (warstw). Linie wzdłużne zaznaczone na materiale wsadowym równolegle do siebie pozostają również równoległe po wypłynięciu metalu z matrycy.

W trzecim etapie (końcowym) wyciskania, który rozpoczyna się z chwilą zetknięcia się stempla ze strefą odkształcenia (rys. 10.5c) występuje poślizg metalu po czołowej powierzchni stempla od obrzeża do środka. Płynięcie do środka warstw przyległych do stempla powoduje przemieszczanie metalu z bocznej powierzchni wsadu na czoło, doprowadza do zginania wzdłużnych włókien i do utworzenia w środkowej części powierzchni czołowej wgłębienia w kształcie lejka, tzw. wciągu prasowniczego.

Płynięcie metalu przy wyciskaniu bada się przeważnie metodą siatki współrzędnych, naniesionej na średnicową powierzchnię próbki rozciętej wzdłuż osi. Z analizy siatki stwierdza się, że odkształcenia przy wyciskaniu odznaczają się dużą nierównomiernością (rys. 10.5d). Linie wzdłużne doznają dwukrotnie zagięcia - przy wejściu w strefę odkształcenia i przy wyjściu z niej. W obu przypadkach najpierw ulegają zagięciu linie położone bliżej osi, a następnie położone dalej od niej. Zagięcia te tworzą dwie wypukłe powierzchnie ograniczające z przedniej i tylnej strony strefę odkształcenia plastycznego. Nierównomierność odkształcenia przy wyciskaniu powoduje nierównomierność struktury i różne własności wyrobu na jego długości i średnicy.

W kątach wytworzonych między dnem i ścianą boczną pojemnika powstaje strefa mar-uva, w której metal jest sprężysty i nie odkształca się plastycznie. W ten sposób strefa od-


kształcenia plastycznego ograniczona jest z boków strefą martwą, a z przedniej i tylnej strony powierzchniami mającymi wypukłość w stronę przeciwną do kierunku wyciskania. Granica między strefą plastyczną i martwą AC ma kształt lejka z wypukłością w stronę strefy martwej

(rys. 10.6). Granica między strefą plastyczną i martwą skraca się dla matrycy z dnem płaskim (rys. 10.6a) w porównaniu z matrycą z dnem nachylonym (rys. 10.6b).

Przy wyciskaniu przeciwbieżnym nie występuje w kątach wytworzonych między dnem i ścianą boczną pojemnika strefa martwa. Nieznaczna strefa martwa powstaje tylko przy wyciskaniu w pojemniku z dnem płaskim. Tworzy się ona w pobliżu otworu matrycy.

Rys. 10.6. Schemat strefy martwej przy wyciskaniu współbieżnym w matrycach z dnem [123]: a - płaskim, b - nachylonym

10.4. Parametry stanu odkształcenia przy wyciskaniu

10.4.1. Stopień odkształcenia

Do oceny stopnia odkształcenia przy wyciskaniu wykorzystuje się kilka różnych wskaźników: - współczynnik (stopień) wydłużenia

(10.1) D z - d z

gdzie: S0, S^- powierzchnia przekroju materiału przed i po przejściu przez otwór matrycy, względny stopień odkształcenia

/ W _ S 0 5 L = A S

S 0

(10.2)

gdzie: AS - zmniejszenie powierzchni poprzecznego przekroju odkuwki przy wyciskaniu, logarytmiczny lub rzeczywisty stopień odkształcenia

So ln- (10.3)

Omawiane parametry określają średni stopień odkształcenia i nie odzwierciedlają jego wartości w różnych częściach strefy odkształcenia i różnych stadiach odkształcenia. Określają one stopień odkształcenia przy wyciskaniu, ale nie uwzględniają odkształcenia materiału w stadiach spęczania i zapełniania pojemnika. Wszystkie trzy parametry są powiązane ze sobą zależnością

1 1-

- = 8

'wl wl (10.4)


Stopień odkształcenia ma duże znaczenie przy wyciskaniu. Zwiększenie stopnia odkształcenia powoduje wzrost prędkości przepływu metalu przez otwór matrycy, co doprowadza do nierównomierności odkształcenia i wzrostu siły nacisku. W związku z tym zmniejsza się żywotność narzędzia, zwiększa się wypływanie metalu w szczelinę między stemplem i pojemnikiem, zwiększa się możliwość tworzenia się pęknięć i innych wad w odkuwkach. Przy małych stopniach odkształcenia strefa odkształcenia lokalizuje się w powierzchniowych słojach wsadu pozostawiając środkowe warstwy metalu nie odkształcone, co może ujemnie odbić się na własnościach wyrobu.

Optymalne wielkości stopni odkształcenia mogą być różne dla poszczególnych przypadków w zależności od konkretnych warunków kuźni. Przy masowej produkcji odkuwek ze stali węglowej wyciskanej na gorąco na prasach korbowych, maksymalna wartość współczynnika wydłużenia i pozostałych wskaźników stopnia odkształcenia może wynosić: X <7,5 s < 0,87 s r z

£2,01.

10.4.2. Prędkość odkształcenia

W ogólnym przypadku prędkość odkształcenia (prędkość zmiany stopnia odkształcenia) zmienia się w różnych punktach strefy odkształcenia i w różnych stadiach odkształcenia. Średnią prędkość odkształcenia przy wyciskaniu można wyznaczyć za pomocą wzoru

6 1 = ^ - (10.5)

gdzie: zx i t - stopień i czas odkształcenia. Oznaczając średnią prędkość suwaka prasy przez v ś r otrzymamy

t = h 2 L = _ c D _ ( 1 Q 6 )

v s r ^ v s r

gdzie: C - współczynnik, wynoszący dla wyciskania współbieżnego C = 0,8; a dla przeciwbieżnego C = 0,3, D - średnica pojemnika; hx - skok suwaka prasy odpowiadający stopniowi odkształcenia 5, który można wyznaczyć ze

V x wzoru h Y = ——,

x S V x - objętość metalu, która każdorazowo zostaje wyciśnięta przy skoku suwaka prasy na hx.

Podstawiając do równania (10.5) wartość t z równania (10.6) otrzymuje się ś s r = ^ d l ( 1 0 . 7 )

Średnią prędkość metalu wypływającego z otworu matrycy v p można wyznaczyć ze wzoru v p = v s r k (10.8)


Od wartości prędkości odkształcenia zależy proces wyciskania na gorąco. Przy zwiększeniu £ ś r zmienia się plastyczność i opór odkształcenia w jedną lub drugą stronę, w zależności od warunków odkształcenia. Przy odkształceniu na gorąco zachodzą równocześnie w metalu dwa przeciwne procesy: umocnienie i zdrowienie. Proces zdrowienia znacznie silniej zależy od czasu niż proces umocnienia. Dlatego przy większych prędkościach odkształcenia występuje większe umocnienie metalu. Z drugiej strony, ze zwiększaniem prędkości odkształcenia zwiększa się efekt cieplny, który polepsza własności plastyczne metalu i zmniejsza opór odkształcenia. Jednak w stalach, posiadających przedział kruchości blisko temperatury kucia, podwyższenie temperatury może spowodować obniżenie plastyczności metalu i pogorszenie jakości wyrobu.

Stal węglową można wyciskać przy średniej prędkości vsr = 50- 150 mm/s, co odpowiada średniej prędkości odkształcenia ś r = 3- 10 s"1. Mniejszych prędkości od podanych nie należy stosować, ponieważ przy zbyt małych prędkościach obniża się gwałtownie temperatura metalu i zmniejsza się znacznie trwałość użytkowa narzędzia. Na prasach nowszej konstrukcji można wyciskać stal przy prędkości vsr = 200-^400 mm/s ( c ś r = 40- 80 s"1).

/0.4.3. Tarcie powierzchniowe i smarowanie

Przy wyciskaniu, podobnie jak we wszystkich procesach przeróbki plastycznej, tarcie powierzchniowe wywiera duży wpływ na przebieg procesu. Wywołuje ono na powierzchniach styku naprężenia styczne, które wpływają na schemat stanu naprężenia, zwiększają nierówno-mierność odkształcenia i znacznie zwiększają siłę wyciskania. Poza tym tarcie zwiększa znacznie zużycie narzędzia. Aby zmniejszyć tarcie, stosuje się smarowanie narzędzia lub wsadu. Przy wyciskaniu nagrzanego metalu smar powinien mieć wystarczającą lepkość w podwyższonej temperaturze i powinien tworzyć cienką, ciągłą warstwę odporną na wysokie ciśnienie panujące w pojemniku. Nie powinien zawierać składników, które ujemnie wpływają na wyciskane elementy oraz mieć mały współczynnik tarcia. W ten sposób zapobiega on przylepianiu się metalu do roboczej powierzchni narzędzia i nie dopuszcza do bezpośredniego styku w miejscach niedoszlifowanych, porysowanych itp. Miarą przydatności środka smarującego jest osiągalny przy jego użyciu mały współczynnik tarcia i jakość otrzymywanych wyrobów. Środek smarujący powinien mieć dobre własności izolujące, tzn. powinien zapobiegać spadkowi temperatury nagrzanego metalu oraz nie dopuszczać do zbytniego nagrzania się pracujących płaszczyzn narzędzia.

Najbardziej rozpowszechnionym środkiem smarującym przy wyciskaniu stali na gorąco jest mieszanina płytkowego grafitu w oleju roślinnym. Smary grafitowo-olejowe obniżają współczynnik tarcia, jednak mają dobre przewodnictwo cieplne i dlatego nie mogą być stosowane przy wyciskaniu długich przedmiotów. Poza tym ujemną cechą wszystkich tłuszczów i olejów jest przylepianie się do nich odpadającej zgorzeliny, którą trudno usunąć strumieniem sprężonego powietrza oraz spalanie się tłuszczów powodujących wytwarzanie się dużej ilości przykrych zapachów. Te ujemne cechy spowodowały, że ostatnio stosuje się do smarowania mieszaninę szkła wodnego z grafitem lub szkła w postaci płótna, waty, a rzadziej jako proszku.


Szkło ma małe przewodnictwo cieplne i naniesione na powierzchnię nagrzanego materiału przykleja się do niego tworząc warstwę ochronną, która oddziela metal od narzędzia. Przy odpowiednio dobranej lepkości i własnościach smarujących w danych warunkach wyciskania (temperatury narzędzia i materiału, wielkości nacisku na narzędzie, gatunku materiału) czyste szkło, jak również szkło wodne w połączeniu z grafitem stanowią dobry środek smarujący.

Przy wyciskaniu stali na zimno dobre wyniki daje fosforanowanie powierzchni metalu i następnie zanurzenie w emulsji mydlanej. Przy stosowaniu tego środka smarującego siła wyciskania zmniejsza się o 20% w porównaniu z wyciskaniem metalu pokrytego miedzią, o 50% w porównaniu z wyciskaniem metalu pokrytego olejem maszynowym i o 65% w porównaniu z wyciskaniem bez smarowania. Przy wyciskaniu na zimno stopów aluminiowych i miedzianych bardzo dobre wyniki uzyskuje się, stosując jako środek smarujący pasty zawierające olej maszynowy i sproszkowany grafit w stosunku 1:3.

10.5. Siła wyciskania

W procesie odkształcania, metal znajdujący się w pojemniku jest pod działaniem zespołu sił aktywnych i biernych: siły nacisku stempla, sił tarcia zewnętrznego i sił reakcji nieruchomych ścian narzędzia. Jedne z tych sił odkształcają metal, a drugie przeciwnie, utrudniają przemieszczanie się cząstek metalu względem siebie i względem ścian narzędzia. Pod działaniem tych sił metal znajduje się w stanie naprężenia.

W procesie wyciskania w strefie odkształcenia plastycznego występuje trój osiowy stan naprężenia (wszechstronne ściskanie) nadający metalowi w danych warunkach najlepsze własności plastyczne [131]. Pod wpływem naprężeń ściskających metal płynie w kierunku największego gradientu naprężeń - od powierzchni czołowej stempla, gdzie naprężenia osiągają maksymalną wartość, do otworu matrycy, gdzie na swobodnej powierzchni wypływającego metalu naprężenia normalne są równe zero.

Nie zawsze jednak przy wyciskaniu w całej objętości odkształcanego metalu występują naprężenia ściskające, zmieniające się w kierunku wyciskania w sposób ciągły od wartości maksymalnych do zera. W rzeczywistości, w wyniku znacznych różnic przekrojów pojemnika i matrycy, działania tarcia zewnętrznego i innych czynników, cząstki metalu płyną nie tylko w kierunku największego odkształcenia, ale również przemieszczają się w kierunku poprzecznym. Poza tym, przy wyciskaniu na gorąco nieuchronnie następuje znaczne ochłodzenie warstw metalu stykających się z ściankami narzędzia. Wewnętrzne warstwy (bardziej gorące) mają większą plastyczność i szybciej przemieszczają się niż warstwy zewnętrzne, co doprowadza również do nierównomiernego odkształcenia na przekroju. Wyrównywanie prędkości przemieszczania cząstek metalu w przekroju pręta doprowadza do wytworzenia się dodatkowych naprężeń rozciągających w warstwach zewnętrznych i ściskających w warstwach wewnętrznych.

Dodatkowe naprężenia rozciągające w warstwach zewnętrznych (przy znacznym ich ochłodzeniu) mogą okazać się większe od głównych naprężeń ściskających. W związku z tym, w tych warstwach może wystąpić różnoimienny stan naprężenia. Wynika stąd, że osiowe naprężenia w różnych punktach przekroju poprzecznego wyciskanego pręta mogą być różne nie


tylko co do wartości, ale też znaku; w tym czasie jak w środkowej części występują naprężenia ściskające, to na zewnętrznej powierzchni mogą działać naprężenia rozciągające. Powoduje to, że na powierzchni wyrobów z mało plastycznych stopów mogą pojawić się poprzeczne naderwania pierścieniowe [114].

Przebieg siły wyciskania w poszczególnych etapach procesu: - etap I: wyciskanie wstępne, spęczanie wsadu i wypełnianie luzu między nim a ściankami

pojemnika, - etap II: wyciskanie laminarne metalu, - etap III: wyciskanie turbulentne metalu, przedstawiono schematycznie na rysunku 10.7.

W początkowym etapie wyciskania (etap I) siła nacisku F wzrasta od zera do wartości maksymalnej (przy wyciskaniu współbieżnym jest ona większa niż przy wyciskaniu przeciwbieżnym).

W środkowym etapie (etap II) siła nacisku nie zmienia się przy wyciskaniu przeciwbieżnym (jeżeli metal nie ochłodzi się), natomiast przy wyciskaniu współbieżnym siła nacisku maleje z powodu zmniejszania się długości materiału wsadowego (powierzchni styku metalu z boczną ścianką pojemnika) i siły tarcia.

W końcowym etapie (etap III) długość wsadu maleje, przy czym stempel styka się bezpośrednio ze strefą plastyczną. Wzrost siły nacisku w tym etapie spowodowany jest zwiększaniem się siły tarcia na płaszczyźnie czołowej stempla, przyrostem prędkości ślizgania po powierzchni dna pojemnika, płycie tłoczącej i czole matrycy oraz wpływem kształtu strefy martwej.

a ) b )

Rys. 10.7. Wykres siły nacisku F w funkcji drogi Rys. 10.8. Schematy do obliczania siły nacisku stempla przy wyciskaniu [129]: 1 - przy wyciskaniu [131]: a - współ-współbieżnym, 2 -przeciwbieżnym, w bieżnym, b - przeciwbieżnym różnych etapach procesu: I - wyciskanie wstępne; II - wyciskanie laminarne, III - wyciskanie turbulentne

Przy wyciskaniu współbieżnym, które odbywa się według schematu przedstawionego na rys. 10.8a siłę wyciskania można obliczyć ze wzorów: - wzór teoretyczny


F = na n S l n ^ - + e d e D -1 4(jh A 4NH

(10.9)

gdzie: n - współczynnik uwzględniający nierównomiemość naprężeń n = 1,5-5-1,8, a p - granica plastyczności w temperaturze odkształcenia, p - współczynnik tarcia metalu o powierzchnię narzędzia, So> Sk - powierzchnia przekroju materiału przed i po przejściu przez matrycę, D, d - średnica przekrojów, h 0 - wysokość materiału wsadowego, hm - wysokość cylindrycznej części matrycy,

- wzór empiryczny

gdzie: n = 12,5 - przy kuciu na prasach mechanicznych korbowych o liczbie skoków na minutę mniejszej od 30-f-40; n = 15 - przy kuciu na prasach mechanicznych korbowych o liczbie skoków na minutę większej od 30-^40; pozostałe oznaczenia jak we wzorze (10.9), F w MN; a p w MPa, S 0 w m2.

Przy prasowaniu przeciwbieżnym, które odbywa się według schematu przedstawionego na rysunku 10.8b siłę wyciskania można obliczyć za pomocą wzoru empirycznego

<Tp - średnia wartość naprężenia plastycznego,

T) - współczynnik sprawności procesu uwzględniający wzrost oporu odkształcenia spowodowany stratami ciepła, nierównomiernym rozkładem naprężeń itd.; przyjmowanym dla pras mechanicznych 1/rj = (2,4^-2,8), b - wysokość cylindrycznej części noska stempla o średnicy d, D - średnica pojemnika.

Przy wyciskaniu na praso-młotach siła wyciskania jest mniejsza, można ją obliczyć ze wzoru

(10.10)

(10.11)

gdzie: „śr

F p r =0,8F

gdzie: F - siła wyciskania wyznaczona ze wzorów (10.9), (10.10), (10.11).

(10.12)


10.6. Proces technologiczny

10.6.1. Podstawowe zasady opracowania procesu wyciskania

Odkuwki wyciskane, w zależności od ich kształtu, można podzielić na cztery zasadnicze grupy: 1) Trzonowe ze zgrubieniem na jednym końcu lub w środku odkuwki. Trzon odkuwki wyko

nuje się metodą wyciskania współbieżnego. Zgrubienia o prostych kształtach wykonuje się w czasie operacji wyciskania, o złożonych kształtach w dodatkowych operacjach matrycowania.

2) Odkuwki o złożonych kształtach mające na końcu rozwidlenia lub niesymetryczne zgrubienia i jednostronny trzon o dowolnym kształcie. Trzon tej grupy odkuwek wykonuje się za pomocą wyciskania współbieżnego, a zgrubienie drogą matrycowania w matrycach dzielonych.

3) Odkuwki z otworami przelotowymi i nieprzelotowymi. Odkuwki z reguły posiadają kołnierze. Do grupy tej zaliczamy również odkuwki rozwidlone z otworami przelotowymi. Tuleje odkuwek wykonuje się metodą wyciskania. Kołnierze i rozwidlenia wykonuje się w matrycy w czasie wyciskania tulei lub stosuje się dodatkowe operacje matrycowania.

4) Odkuwki mające dwa lub więcej zgrubienia, występy prostopadłe lub nachylone do osi odkuwki, jednostronne wgłębienia, rozwidlenia itp. Wykonanie tych odkuwek wymaga stosowania matryc dzielonych.

Ogólne wytyczne i kolejność wykonania rysunku odkuwki są identyczne jak dla odkuwek kutych na młotach matrycowych. Sposób prowadzenia linii podziału zależy od kształtu odkuwki i przyjętej metody wyciskania. Przy wyciskaniu współbieżnym odkuwek o prostych kształtach linię podziału prowadzi się przez górną płaszczyznę odkuwki, a przy wyciskaniu przeciwbieżnym przez dolną płaszczyznę. Jeżeli odkuwki posiadają kołnierze lub zgrubienia, które są wykonywane w oddzielnych operacjach w matrycach otwartych, to linię podziału dla tych części wyznacza się analogicznie jak dla odkuwek wykonywanych w matrycach otwartych na młotach.

Wielkość naddatków na obróbkę skrawaniem i odchyłki wymiarowe wyznacza się w zależności od kształtu poszczególnych elementów odkuwki i ich wymiarów z uwzględnieniem przyjętych w procesie kucia operacji (wyciskanie, spęczanie, dziurowanie). Promienie zaokrąglenia elementów odkuwek wykonywanych spęczaniem przyjmuje się jak dla odkuwek wykonywanych na młotach, a dla elementów wyciskanych wyznacza się na podstawie konstrukcji matrycy.

Przykład procesu wyciskania przedstawiono na rysunku 10.9. Jest to odkuwka tulei z kołnierzem. Wykonuje s i e j ą w pięciu zabiegach: zabieg 1 - wstępne spęczanie materiału wyjściowego, zabieg 2 - wyciskanie przedkuwki (rys. 10.9a), zabieg 3 - matrycowanie kołnierza w wykroju otwartym (rys. 10.9b) lub zamkniętym (rys. 10.9c), zabieg 4 - przeciwbieżne wyciskanie tulei (rys. 10.9d lub e), zabieg 5 - wyciskanie denka i obcinanie wypływki (w przypadku matrycowania w wykroju otwartym).


a) b) c) d) e)

Rys. 10.9. Schemat procesu wykonania tulei z kołnierzem [133]: a - wyciskanie przedkuwki, b - matrycowanie w wykroju otwartym, c - matrycowanie w wykroju zamkniętym (alternatywa), d -przeciwbieżne wyciskanie tulei matrycowanej w wykroju otwartym, e - przeciwbieżne wyciskanie tulei matrycowanej w wykroju zamkniętym

10.6.2. Oprzyrządowanie

Oprzyrządowanie stosowane do wyciskania na prasach mechanicznych składa się z oprawy i wymiennych pracujących części.

Oprawy składają się z dwóch części (górnej i dolnej) i obejmują cztery podstawowe grupy detali: 1) oporowe (płyty, podkładki), 2) prowadzące (kolumny prowadzące, tulei), 3) mocujące (oprawy, śruby, sprężyny), 4) detale mechanizmu wypychającego (wyrzutniki, dźwigni, tulei).

Oprawy do wyciskania w matrycach dzielonych posiadają jeszcze dodatkowo detale mechanizmu zaciskowego. Do wymiennych części oprzyrządowania należą wkładki matrycowe, stemple i wyrzutniki. Konstrukcję matrycy do wyciskania odkuwek typu sworzni przedstawia rysunek 10.10.

10.6.3. Wyciskanie hydrauliczne

Wyciskanie hydrauliczne jest dalszym rozwinięciem zwyczajnych metod wyciskania [70]. Wyciskanie to polega na tym, że metal z pojemnika wygniatany jest przez otwór matrycy nie stemplem, jak to ma miejsce w procesie zwyczajnym, lecz przez ciecz, doprowadzoną do pojemnika pod wysokim ciśnieniem. Ciecz w tym procesie izoluje metal od narzędzia, w wyniku czego tarcie metalu o narzędzie zamienione jest na tarcie o ciecz (rys. 10.4a). Do wytworzenia ciśnienia w cieczy stosuje się statyczne i dynamiczne metody, przy czym ośrodkiem pracującym (wywie-

f

Rys. 10.10. Matryca do wyciskania odkuwek typu sworzni [133]: 1, 2 - podkładki, 3 -stempel, 4 - pojemnik


rającym nacisk na metal) niekoniecznie musi być ciecz, mogą to być też metale o niskiej wytrzymałości na ściskanie.

Wyciskanie hydrauliczne na gorąco można przeprowadzać na standardowych prasach pionowych i poziomych o napędzie hydraulicznym i mechanicznym. Metodą tą można wykonywać odkuwki proste jak też o złożonych kształtach. Jedną z zalet wyciskania hydraulicznego jest to, że proces ten można realizować w uniwersalnych matrycach, stosowanych do zwykłego wyciskania na gorąco.

Przy opracowaniu procesu technologicznego wyciskania hydraulicznego na gorąco metali, a w szczególności małoplastycznych stopów, konieczny jest wybór optymalnych parametrów zapewniających wysoką jakość wyrobów i trwałość oprzyrządowania. Do ważniejszych z nich można zaliczyć: skład i własności ośrodka smarującego, wielkość nacisku, temperaturo-wo-prędkościowe warunki wyciskania, kształt strefy odkształcenia.

10.6.4. Wyciskanie prętów, rur i kształtowników

Wyciskanie prętów, rur i kształtowników odbywa się na poziomych i pionowych prasach hydraulicznych. Schemat wyciskania współbieżnego prętów i kształtowników pełnych przedstawiono na rysunku 10.1 la. Proces ten przebiega podobnie jak współbieżne wyciskanie od-kuwek. Przy współbieżnym wyciskaniu rur (rys. 10.1 lb) udział w procesie bierze jeszcze przebijak 8, który kształtuje obrys wewnętrznej rury. Przeciwbieżne wyciskanie prętów i rur przedstawiono na rysunku 10.12.

Rys. 10.11. Wyciskanie współbieżne [133]: a - pręta, b - rury. Oznaczenia: 1 - wlewek, 2 - pojemnik, 3 - oprawa matrycy, 4 - matryca, 5 - pręt (rura), 6 - tłok, 7 - przetłoczka, 8 - przebijak

Wyciskane profile o zmiennym przekroju poprzecznym wykonuje się metodą wyciskania współbieżnego przez stopniowe zmniejszenie lub zwiększenie otworu matrycy. Do wykonania takich profili stosuje się matryce składane, których jedna część (ruchoma) przesuwa się w procesie wyciskania. Do przesuwania ruchomej części matrycy służą specjalne mechanizmy zamocowane na prasie.

Wymiary wlewka są zaliczane do ważniejszych parametrów technologicznych, od których zależy jakość wyciskanych wyrobów i wydajność procesu. Dla wszystkich metod wyciskania wskazane jest stosowanie wlewków o maksymalnej objętości, gdyż tylko w takim przypadku uzyskuje się najlepsze wskaźniki techniczno-ekonomiczne. Objętość wlewka określa jego przekrój poprzeczny i długość. Oba te parametry należy tak dobierać, aby jakość wyrobów była jak najlepsza.


Przekrój wlewka jest ograniczony dopuszczalnym wydłużeniem metalu. Dopuszczalne minimalne wydłużenie metalu podczas wyciskania powinno wynosić: dla wyrobów nie podlegających dalszej obróbce plastycznej - 10, a dla wyrobów podlegających dalszej obróbce - 5. Długość wlewka jest ograniczona jakością wyciskanych wyrobów i wartością siły nacisku. Zbyt duża długość wlewka jest związana ze spadkiem temperatury metalu pod koniec procesu. Zbyt duże ochłodzenie wlewka może znacznie zwiększyć siłę odkształcenia.

a) b)

Rys. 10.12. Wyciskanie przeciwbieżne [133]: a - pręta, b - rury. Oznaczenia: 1 - wlewek, 2 -pojemnik, 3 - tłok, 4 - matryca, 5 - pręt (rura), 6 - przebijak


11. PROCESY CIĄGNIENIA

11.1. Ogólna charakterystyka procesu i wyrobów ciągnionych

Ciągnieniem nazywamy sposób przeróbki plastycznej materiału (metalu lub stopu) polegający na przeciągnięciu go przez otwór w specjalnie ukształtowanej matrycy, zwanej ciągadłem (rys. 11.1), pod wpływem przyłożonej z zewnątrz siły Fc, zwanej siłą ciągnienia. W ten sposób uzyskuje się zmniejszenie przekroju poprzecznego materiału, przy równoczesnym jego wydłużeniu, a w niektórych przypadkach zmianie ulega również kształt przekroju poprzecznego. Ponadto zmieniają się własności fizyczne materiału, a także wzrasta dokładność wymiarów i gładkość powierzchni. Ciągnienie jest w większości przypadków procesem przeróbki plastycznej na zimno.

wane są one do wytwarzania elementów konstrukcyjnych, np. lin, śrub, nitów, zawleczek, sprężyn, łańcuchów, łożysk tocznych, osi, wałów napędowych itp. Druty znajdują zastosowanie również w budownictwie (do betonów sprężonych, żelbetu, siatek itp., a także do wyrobu wszelkiego rodzaju gwoździ i skobli), w elektronice i przemyśle elektrotechnicznym (kable, przewody), włókienniczym (np. na igły, szpilki, agrafki), w rzemiośle artystycznym (np. jubi-lerstwo), natomiast rury - w energetyce, chemii, przemyśle spożywczym, medycynie (np. igły do strzykawek). Inne przykładowe zastosowania to różnego rodzaju elementy grzejne, sita, filtry, elementy mechaniki precyzyjnej, druty jezdne dla trakcji elektrycznej, konstrukcje gięte (np. meble), struny do instrumentów muzycznych, wiertła, elektrody do spawania, kord do wyrobu opon samochodowych czy wreszcie ludzkie implanty wszczepiane w części układu kostnego oraz różnego rodzaju przedmioty codziennego użytku wykorzystywane w gospodarstwie domowym, biurze czy szkole.

Wyroby otrzymywane w przemyśle na drodze przeróbki plastycznej poprzez ciągnienie obejmują bardzo szeroki asortyment produkcji. Ogólnie podzielić je można na profile pełne (pręty i druty) oraz profile rurowe.

Rys. 11.1. Schemat obszaru odkształcenia w procesie ciągnienia pełnych wyrobów okrągłych

Większość wyrobów ciągnionych w ramach obu grup stanowią profile okrągłe, ze względu na ich bardzo szerokie zastosowanie. Trudno byłoby znaleźć gałąź gospodarki czy wręcz dziedzinę życia, w której nie są wykorzystywane wyroby ciągnione. Należy tu wymienić przemysł maszynowy, w którym stoso-

11. Procesy ciągnienia 225

Jakkolwiek wyroby o przekroju okrągłym stanowią tonażowo zdecydowaną większość produkcji, to istnieje także, wciąż rosnące, zapotrzebowanie na kształtowniki precyzyjne otrzymywane drogą ciągnienia. Wyroby te to nie tylko kształtowniki proste (np. o przekroju kwadratu czy sześciokąta), ale również profile o złożonym i nieregularnym kształcie, których asortyment ulega stopniowemu rozszerzaniu. Rysunek 11.2 przedstawia zestawienie przykładowych profili wytwarzanych drogą ciągnienia. Należy w tym miejscu stwierdzić, że w porównaniu z procesem ciągnienia wyrobów o przekroju kołowym, ciągnienie kształtowników charakteryzuje się znacznie bardziej skomplikowanym kształtem obszaru odkształcenia, a co za tym idzie, znacznie trudniejszym do przewidzenia charakterem płynięcia materiału. Prawidłowe projektowanie procesów technologicznych ciągnienia wyrobów kształtowych jest więc dużo bardziej złożonym i „wyrafinowanym" procesem. Istnieje wiele różnych metod projektowania technologii ciągnienia kształtowników, a różnią się one między sobą takimi cechami jak: dokładność, powtarzalność wyników, podbudowa teoretyczna, sposób projektowania, czas projektowania, wymagane środki techniczne czy stopień złożoności profilu.

Zalety procesu ciągnienia, do których należą wysoka dokładność wymiarowa (wąskie tolerancje) wyrobów oraz bardzo Rys- U-2. Przykładowe kształty przekroju poprze-wysoka gładkość powierzchni (porówny- cznego wyrobów ciągnionych walna z gładkością po polerowaniu), sprawiają, że wyroby ciągnione w pełni zasługują na miano wyrobów precyzyjnych. Skutkiem tego w pewnych zastosowaniach są one po prostu niezastąpione, również ze względu na stosunkowo niskie koszty ich wytwarzania, w porównaniu np. z obróbką skrawaniem. Materiałami stosowanymi do ciągnienia są różne gatunki stali węglowych i stopowych, metale nieżelazne (również metale szlachetne), a także specjalne gatunki stopów o ściśle określonym zastosowaniu. Zakres wymiarowy wyrobów ciągnionych jest bardzo szeroki, gdyż z jednej strony wytwarza się rury o średnicy zewnętrznej rzędu 10(H150 mm, a z drugiej produkuje się bardzo cienkie druty o średnicach rzędu 0,01 mm (a więc dużo cieńsze od ludzkiego włosa).

11.2. Narzędzia ciągarskie

Wysoka jakość powierzchni, dokładność wymiarowa oraz wymagane własności mechaniczne wyrobów ciągnionych są możliwe do uzyskania pod warunkiem zastosowania odpowiednich narzędzi. Podstawowym narzędziem ciągarskim jest ciągadło. Najczęściej spotykana konstrukcja to ciągadło monolityczne, czyli wspomniana wcześniej matryca z odpowiednio


ukształtowanym, najczęściej stożkowo zbieżnym otworem. Typowe ciągadło (rys. 11.3) składa się z dwóch wzajemnie ze sobą zespolonych części: - -oczka (rdzenia), wykonanego z materiału zdolnego do przeniesienia bardzo wysokich

nacisków oraz zapewniającego uzyskanie powierzchni o wysokiej gładkości, - oprawy metalowej, zabezpieczającej oczko przed zniszczeniem i ułatwiającej zamocowa

nie ciągadła w gnieździe ciągarki. Od cech geometrycznych oraz

materiału ciągadła zależą odchyłki wymiarowe i jakość powierzchni wyrobu oraz siła ciągnienia i wydajność procesu ciągnienia. Należy w tym miejscu zwrócić uwagę na szczegóły geometrii ciągadła (rys. 11.3), tzn. na długości poszczególnych elementów (I, II, III i IV) oraz kąty rozwarcia stożków (2a, 2/?, 2y). Wymiary te dobiera się w zależności od przewidywanych warunków procesu ciągnienia, w jakich pracować ma dane ciągadło. Czynniki decydujące o geometrii zastosowanego ciągadła to: warunki smarowania, rodzaj ciągnionego profilu oraz rodzaj ciągnionego materiału, wielkość stosowanych gniotów, największy dopuszczalny gniot czy wreszcie odpowiednie rozłożenie obciążenia w materiale oczka

ciągadła. Najistotniejszym elementem konstrukcyjnym ciągadła jest stożek roboczy (zgniatający). W stożku tym odbywa się odkształcenie plastyczne ciągnionego metalu ze średnicy początkowej do na średnicę końcową ¿4. Kąt rozwarcia stożka roboczego 2 a nosi nazwę kąta ciągadła, zaś jego połowa (a) nazywana jest kątem ciągnienia. Istotnym problemem jest dobór odpowiedniego dla danego procesu kąta ciągnienia. Wielkość kąta a uzależniona jest m.in. od gatunku ciągnionego materiału, przy czym obowiązuje zasada, że im twardszy jest metal, tym mniejsze są kąty ciągnienia. Wartości kąta a dla różnych metali i stopów kształtują się następująco [59]:

aluminium 12 13°, miedź, złoto, srebro 9^10°, mosiądz, brąz 8 + 9°, stal miękka 7-r 8°, brąz fosforowy, mosiądz twardy 6 -s- 7°, stal twarda 5-^6°, metale twardsze od stali 5°.

Rys. 11.3. Budowa typowego ciągadła monolitycznego [59]: 1 - oczko z węglika spiekanego, 2 -oprawa stalowa; I - stożek smarujący (wejściowy), II - stożek roboczy (zgniatający), III - część kalibrująca, IV - stożek wyjściowy


Dla danego metalu lub stopu kąt ciągnienia jest również uzależniony od rodzaju ciągnionego profilu. Szczególnie wyraźnie jest to widoczne w przypadku rur, które ciągnie się przy zdecydowanie większych wartościach kąta a niż pręty i druty. Związane jest to z faktem, że siły ciągnienia profili rurowych są o wiele mniejsze niż profili pełnych o tej samej średnicy zewnętrznej, a przede wszystkim, duży kąt ciągnienia umożliwia znaczną redukcję średnicy przy stosunkowo małej wysokości oczka ciągadła. Ogólnie rzecz biorąc, w każdym indywidualnym przypadku procesu ciągnienia powinno się stosować ciągadła o kącie a jak najbardziej zbliżonym do kąta optymalnego. Pojęcie optymalnego kąta ciągnienia aopt zostanie omówione w podrozdziale 11.7. *

W przypadku ciągnienia rur, oprócz ciągadła stosuje się również narzędzia wewnętrzne -korki lub trzpienie. Kształtują one rurę od strony powierzchni wewnętrznej. Szerzej temat ten opisano w podrozdziale 11.6.

11.2.1. Klasyfikacja ciągadeł

Ciągadła sklasyfikować można stosując następujące kryteria: - profil (kształt tworzącej) strefy zgniatającej: stożkowe, łukowe (wypukłe, wklęsłe, sig-

moidalne); - kształt otworu kalibrującego: kołowe (o okrągłym otworze), kształtowe (o nieokrągłym

otworze); - budowa elementów składowych: monolityczne, składane (segmentowe), rolkowe (tzw.

aparaty Fuhra); - sposób pracy elementów ciągadła: stałe, ruchome, obrotowe (walcowe, kulkowe); - warunki smarowania: konwencjonalne, ciśnieniowe (ze smarowaniem hydrodynamicz

nym lub hydrostatycznym); - materiał ciągadła: stalowe, węglikowe, diamentowe, kompozytowe; - przeznaczenie ciągadła: do drutów, do prętów, do rur.

11.2.2. Materiały do wyrobu ciągadeł

Materiały stosowane do wyrobu ciągadeł to: 1. stale narzędziowe,

węgliki spiekane, diament techniczny, materiały kompozytowe. Zastosowanie konkretnego materiału wynika z kilku czynników, wśród których najważ

niejszymi są: wytrzymałość na duże naciski jednostkowe oraz odporność na ścieranie. Ciągadła ze stali narzędziowych nie znajdują obecnie większego zastosowania, gdyż nie

gwarantują utrzymania wymaganych parametrów (wysokich własności wytrzymałościowych, możliwości uzyskania niskich współczynników tarcia) przez dłuższy czas eksploatacji. Niemniej jednak, ze względu na niski koszt i prostotę obróbki cieplnej, ciągadła wykonane ze stali stopowej stosuje się niekiedy w dalszym ciągu przy ciągnieniu rur, wyrobów z metali nieżela-


znych we wstępnych ciągach itp. - ogólnie tam, gdzie nie występują duże naciski jednostkowe lub okres użytkowania nie jest długi. Stali narzędziowych używa się głównie do wykonania korków i trzpieni ciągarskich (podrozdz. 11.6) oraz ciągadeł do ciągnienia prętów okrągłych o średnicach 16- 100 mm i rur o średnicach 16-K300 mm, a także rur i prętów profilowych w tych przypadkach, gdy zbyt małe partie wyrobów nie uzasadniają ze względów ekonomicznych potrzeby wykonania ciągadeł z węglików spiekanych. Do wyrobu ciągadeł i trzpieni (korków) używa się następujących stali:

stali węglowej narzędziowej o zawartości 0,8-e-l,2 % C, np. płytko hartującej się stali N12E lub głęboko hartującej się NI2, którą po obróbce cieplnej poddaje się chromowaniu (powierzchnie robocze narzędzia);

- stali stopowej narzędziowej do pracy na zimno o zawartości do 2,1 % C i 12 % Cr, np. stal NC11, z której można wykonać ciągadła z odkutego kęsa bez obróbki cieplnej i chromowania; podwyższenie odporności na zużycie ścianek strefy roboczej narzędzia można uzyskać przez ich powierzchniowe zahartowanie;

- stali stopowej narzędziowej do pracy na gorąco o zawartości 0,3 % C, 2,7 % Cr, 9 % W, np. stal WWN1, po obróbce cieplnej; twardość i wytrzymałość powierzchni strefy roboczej narzędzia podwyższa się często przez chromowanie lub nawęglanie. Niekiedy stosuje się ciągadła stalowe o natapianych powierzchniach roboczych. Ciągadła z węglików spiekanych - dążność do wyeliminowania ciągadeł stalowych, któ

re miały małą trwałość, i znalezienia materiału odpowiednio twardego i wytrzymałego, a przy tym znacznie tańszego od diamentu, doprowadziła do upowszechnienia węglików spiekanych jako podstawowych, obok diamentu technicznego, materiałów do wyrobu ciągadeł. Węgliki spiekane są to spieki trudnotopliwych węglików metali z metalem wiążącym. Do najczęściej stosowanych do wyrobu ciągadeł należą węgliki wolframu (WC), tytanu (TiC), tantalu (TaC), wanadu (VC) i chromu (Cr2C3). Metalem wiążącym jest najczęściej kobalt, rzadziej nikiel lub żelazo. Podstawowe zalety ciągadeł węglikowych to bardzo duża twardość, bardzo wysoka odporność na ścieranie oraz możliwość uzyskiwania wysokiej gładkości powierzchni drogą polerowania. Trwałość ciągadeł węglikowych wielokrotnie przewyższa trwałość ciągadeł stalowych.

Własności fizyczne i mechaniczne węglików spiekanych uzależnione są w dużym stopniu od ich składu chemicznego. W tabeli 11.1 przedstawiono składy chemiczne najczęściej stosowanych węglików spiekanych oraz ich podstawowe własności.

Wraz ze wzrostem zawartości kobaltu maleje twardość, wytrzymałość na ściskanie, odporność na ścieranie i moduł sprężystości wzdłużnej, natomiast rośnie wytrzymałość na zginanie. Należy podkreślić, że węgliki spiekane odznaczają się bardzo dużą wytrzymałością na ściskanie (Rc), większą od wytrzymałości wszelkich znanych metali i stopów. Przykładowo, wytrzymałość na ściskanie hartowanej stali narzędziowej, Rc = 2500 MPa, której twardość wynosi około 62 HRC, natomiast dla węglika G10 Rc = 5800 MPa. Własność ta ma istotne znaczenie dla narzędzi ciągarskich, gdyż umożliwia przeróbkę plastyczną metali i stopów o bardzo dużych oporach odkształcenia plastycznego.


Tabela 11.1. Węgliki spiekane grupy wolframowej (WC-Co) - skład chemiczny i własności [59]

Gatunek Skład chemiczny, %

Gęstość g/cm3

Twardość min. HRA

Wytrzymałość na zginanie

Rg, MPa

Wytrzymałość na ściskanie

Rc, MPa

Moduł sprężystości wzdłużnej £, MPa

Gatunek węglik wolframu

(WC) kobalt (Co)

Gęstość g/cm3

Twardość min. HRA

Wytrzymałość na zginanie

Rg, MPa

Wytrzymałość na ściskanie

Rc, MPa

Moduł sprężystości wzdłużnej £, MPa

H10 94 6 14,5-15 90 1150 5900 630 000 G10 94 6 14,4- 4,9 89 1300 5800 620 000 G15 91 9 14,4 87,5 1400 - -

G30 85 15 13,7-14,2 86 1700 4150 540 000 G40 80 20 13,3 84 1800 3700 500 000 G50 75 25 13 82 1900 3300 470 000

Istotne znaczenie mają również własności cieplne węglików spiekanych, takie jak przewodnictwo cieplne i rozszerzalność cieplna. Podczas procesu ciągnienia wytwarza się znaczna ilość ciepła, co powoduje wzrost temperatury ciągadła. Temperatura ciągadła, w szczególności na powierzchni otworu roboczego, ma wpływ na pewne własności smarów, a tym samym oddziałuje na jakość końcowego wyrobu. Im wyższe jest przewodnictwo cieplne, tym większe jest odprowadzanie ciepła przez narzędzie i tym niższa jest jego temperatura. Węgliki stosowane do wyrobu ciągadeł mają przewodnictwo cieplne zbliżone do przewodnictwa cieplnego stali. Współczynnik rozszerzalności liniowej węglików stosowanych do wyrobu ciągadeł waha się w granicach (3,6-4,2)10~61/°C (w zakresie temperatur 20-300°C) i jest 2-3 razy mniejszy od współczynnika rozszerzalności liniowej stali. Różnice rozszerzalności liniowej wykorzystuje się przy łączeniu oczka ciągadła z oprawą stalową. W wyniku połączenia tych elementów na skurcz cieplny oczko znajduje się pod wpływem naprężeń ściskających. Sytuacja taka jest bardzo korzystna z uwagi na fakt, że węgliki spiekane mają znikomą wytrzymałość na rozciąganie.

Przy doborze odpowiedniego gatunku węglika do wyrobu ciągadła należy brać pod uwagę wymiary i rodzaj przerabianego materiału. Im twardszy i trudniej odkształcalny jest metal, tym twardszy i bardziej odporny na ścieranie powinien być węglik. Wraz ze wzrostem średnicy otworu kalibrującego ciągadła węglik spiekany powinien wykazywać większą wytrzymałość na zginanie. Do wyrobu oczek ciągadeł stosuje się węgliki w gatunkach H10, G10, G15, G20 i G30 (tab. 11.1). Z gatunku H10 wykonuje się ciągadła do drutu o wymiarze otworu kalibrującego poniżej 2 mm. Ze względu na znaczną kruchość spiek ten nie nadaje się do wyrobu oczek ciągarskich o większym otworze. Węgliki spiekane G10 i G15 używa się na ciągadła do ciągnienia drutu, prętów i rur, o wymiarze otworu kalibrującego do 40 mm. Przy ciągnieniu metali nieżelaznych dopuszcza się używanie tych gatunków węglików również dla większych wymiarów otworu kalibrującego. Gatunki G20 i G30 stosuje się do wyrobu oczek ciągarskich o wymiarze otworu powyżej 40 mm.

Ciągadła diamentowe - w okresie rozpowszechnienia się ciągadeł z węglików spiekanych sądzono, że ciągadła diamentowe zostaną całkowicie wyparte przez węgliki. Powodem tego były wysokie ceny ciągadeł diamentowych oraz bardzo pracochłonna i żmudna obróbka


otworu roboczego. Jednakże z uwagi na ich wysoką jakość obecnie stosuje się zarówno ciągadła węglikowe, jak i diamentowe.

Oczka ciągadeł do ciągnienia cienkich drutów wykonywane są z reguły z technicznego diamentu. Ciągadła diamentowe są niezastąpione przy ciągnieniu drutów o małych średnicach, szczególnie drutów ze stali stopowych lub stopów technicznych, gdy wymagany jest wąski zakres odchyłek wymiarowych. Spowodowane jest to faktem, że diament jest najtwardszy i najmniej ścieralny ze wszystkich znanych materiałów. Twardość diamentu w skali Vickersa wynosi około 80000 MPa (dla porównania twardość korundu to około 30000 MPa), a jego ścieralność jest około 150 razy mniejsza od ścieralności korundu. W efekcie ciągadła diamentowe mają wielokrotnie wyższą żywotność niż ciągadła z węglików spiekanych. Stosowanie ciągadeł diamentowych zaleca się do ciągnienia drutu [59, 119]: - cienkiego okrągłego o zawężonych odchyłkach wymiarowych, - w przypadku stawiania wysokich wymagań co do jakości jego powierzchni, - z dużymi prędkościami o średnicy w granicach 0,185 - 0,75 mm, - ze stali węglowych i stopowych w przypadku utrudnionego smarowania.

Maksymalny wymiar otworu kalibrującego ciągadła diamentowego wynosi 2 mm [131]. Ciągadła takie są stosowane do ciągnienia metali miękkich, np. aluminium. Do ciągnienia metali i stopów o wyższej wytrzymałości (np. mosiądz, stal miękka) stosuje się ciągadła o otworze do 1 mm. Minimalne stosowane średnice otworu kalibrującego w ciągadłach diamentowych są rzędu 0,01 mm (dla porównania: średnica ludzkiego włosa wynosi około 0,04 mm). W tabeli 11.2 podano cztery typy ciągadeł diamentowych stosowanych w krajowych ciągar-niach drutu.

Tabela 11.2. Typy ciągadeł diamentowych stosowanych do ciągnienia drutów na zimno [59,119]

Typ ciągadła Wytrzymałość ciągnionego drutu R m , MPa Zastosowanie do ciągnienia MM do 300 aluminium, cyna, srebro 1 M 300-500 miedź, brąz T 500-1000 miedź, brąz twardy, nikiel

TT powyżej 1000 stal, chromonikielina

Wymagania co do kształtu i budowy ciągadeł diamentowych są bardzo różne, zależą w dużej mierze od tradycji danej wytwórni i na ogół nie są ujęte w normach. Ciągadło diamentowe do ciągnienia drutów ze stali węglowych i stopowych ma najczęściej stożek wejściowy o kącie 30-35°, płynnie przechodzący w stożek smarujący, a następnie w stożek zgniatający o kącie 2a= 8-11°. Część cylindryczna stanowi 40-50 % średnicy otworu kalibrującego. Należy zaznaczyć, że zarówno węgliki spiekane jak i techniczny diament są materiałami kruchymi, nieodpornymi na uderzenia, w związku z czym mogą łatwo ulec wykruszeniu. Dlatego też oczka ciągadeł osadza się w odpowiednich oprawach, najczęściej stalowych.

Ciągadła z materiałów kompozytowych - podstawową wadą ciągadeł wykonanych z diamentów naturalnych jest wysoka kruchość oraz ukierunkowanie własności mechanicznych w płaszczyznach oktaedrycznych. Występowanie charakterystycznych płaszczyzn łupliwości powoduje, że ciągadła te ulegają częstemu zniszczeniu już w trakcie obróbki wstępnej. Wy-


mienione problemy zostały usunięte w momencie pojawienia się polikrystalicznego diamentu syntetycznego. Ciągadła wykonane z tego tworzywa eliminują wszystkie cechy ujemne ciągadeł z węglików spiekanych oraz diamentu naturalnego. Kryształy diamentu w ciągadle rozłożone są przypadkowo, a co za tym idzie nie tworzą charakterystycznych płaszczyzn łupliwości, jak ma to miejsce w przypadku ciągadeł z diamentu naturalnego. Dlatego własności ciągadeł z diamentu syntetycznego są jednakowe we wszystkich kierunkach. Wykazują one doskonałą twardość, odporność na ścieranie, dobre przewodnictwo cieplne i odporność na działanie środowisk agresywnych. Mogą być stosowane w o wiele szerszym, w porównaniu do ciągadeł diamentowych, zakresie wymiarowym. Pierwsze ciągadła z polikrystalicznego syntetycznego diamentu zostały wyprodukowane i rozpowszechnione w 1974 roku przez amerykańską firmę General Electric i nosiły nazwę COMPAX. W następnych latach inne firmy rozpoczęły produkcję tego typu ciągadeł (np. SYNDITE, BAŁŁAS, URBANEK, KIWUS). Wszystkie te wytwórnie produkują ciągadła o podobnej konstrukcji. Część roboczą narzędzia stanowi rdzeń wykonany z diamentu syntetycznego (proszek diamentowy o odpowiedniej granulacji) i metalicznej osnowy (spoiwa). Składniki te łączone są ze sobą na drodze procesów metalizacji i zagęszczania. Rdzeń otoczony jest pierścieniem wykonanym z węglika spiekanego (węglik wolframu). Zadaniem pierścienia jest amortyzowanie nacisków występujących w strefie zgniatającej ciągadła, dzięki czemu ciągadło jest bardziej odporne na pękanie. Pomiędzy częścią roboczą a pierścieniem znajduje się warstwa metalu, która wyrównuje współczynnik przewodnictwa cieplnego tych dwu tworzyw. Całość (rdzeń wraz z pierścieniem) osadzona jest w oprawie wykonanej najczęściej ze stali nierdzewnej.

Ciągadła wykonane z diamentu syntetycznego charakteryzują się dużą twardością i bardzo dobrą odpornością na ścieranie. Średnia gęstość rdzenia wynosi 3,8 g/cm3. Ciągadła te są trwałe do temperatury 850-900°C. Poza tym są odporne na wstrząsy i charakteryzują się dobrym odprowadzaniem ciepła ze strefy roboczej. Porównanie własności ciągadeł kompozytowych z innymi materiałami przedstawiono w tabeli 11.3.

Tabela 11.3. Własności mechaniczne ciągadeł kompozytowych SYNDITE, ciągadeł z diamentu naturalnego oraz z węglików spiekanych [120]

Własności Ciągadło

Własności SYNDITE diament naturalny węglik spiekany

Moduł Younga, MPa 841000 969000 630000 Liczba Poissona 0,32 0,2 0,21 Wytrzymałość na rozciąganie, MPa 1290 2600 1800 Wytrzymałość na ściskanie, MPa 7610 8860 4500 Wytrzymałość na zginanie, MPa 1100 - —

Twardość Knoopa, MPa 50000 30000-80000 20000 Przewodnictwo cieplne, W/mK 560 600-2000 110


11.3. Maszyny ciągarskie

Maszyny służące do przeróbki plastycznej materiałów przez ciągnienie nazywamy ciągarkami. W zależności od zasady działania (sposobu realizacji siły ciągnienia) i przebiegu osi ciągnionego materiału ciągarki można podzielić na [22, 119]: - ciągarki ławowe, - ciągarki bębnowe.

W ciągarkach ławowych ruch ciągnionego materiału jest prostoliniowy. Oś materiału ciągnionego od momentu rozpoczęcia procesu ciągnienia do jego zakończenia jest linią prostą, nie zmieniającą położenia. Ciągarki ławowe znajdują zastosowanie głównie do ciągnienia prętów i rur o większych przekrojach. Maszyny te odznaczają się stosunkowo prostą budową i różnią się głównie w zakresie konstrukcji elementów przekazujących siłę ciągnienia.

W ciągarkach bębnowych (tarczowych) materiał nawija się na bęben lub tarczę. Siła ciągnienia jest przekazywana od bębna.

Ciągarki ławowe - dzieli się w zależności od: - elementu przekazującego siłę ciągnienia na: łańcuchowe (rys. 11.4a, b), linowe (rys. 11.4c,

d), zębatkowe (rys. 11.4e), hydrauliczne (rys. 11.4f, g); - liczby ciągnionych jednocześnie prętów, rur lub kształtowników na: jednożyłowe, wielo

żyłowe;

a) b)

Rys. 11.4. Podstawowe rodzaje ciągarek ławowych [10]: łańcuchowe (a, b); linowe (c, d); zębatkowe (e), hydrauliczne (f, g)


- zastosowania na: ciągarki do ciągnienia prętów, rur na pusto i rur na korku swobodnym, ciągarki do ciągnienia rur na korku cylindrycznym, ciągarki do ciągnienia rur na długim trzpieniu; ciągarki te różnią się znacznie pod względem swej konstrukcji i urządzeń pomocniczych, szczególnie dotyczy to ciągarek do rur.

- postaci materiału wsadowego na: ciągarki do przerobu wsadu w kręgach lub w prętach. Ciągarki ławowe stosuje się głównie do ciągnienia prętów i rur, których nie można nawi

jać na bęben lub które stanowią wyrób gotowy o prostej osi. Rozwiązanie konstrukcyjne laboratoryjnej ciągarki ławowej podano na rysunku 15.3.

Do nawijania na bęben nadają się: drut, niektóre specjalne kształtowniki i rury o małych średnicach (< 40 mm). Rozwiązanie konstrukcyjne laboratoryjnej ciągarki bębnowej podano na rysunku 15.4.

Ciągarki bębnowe, w zależności od liczby bębnów (tarcz), dzieli się na: jednostopniowe (jednobębnowe, jednociągi), lub wielostopniowe (wielobębnowe, wielociągi).

Ciągarkami jednostopniowymi (rys. 11.5) nazywa się takie maszyny, w których możliwe jest uzyskanie redukcji przekroju w jednym ciągadle (lub zestawie ciągadeł) i które mają jeden bęben roboczy. W zależności od położenia osi bębna, ciągarki jednostopniowe dzieli się na ciągarki z bębnem pionowym lub poziomym.

Rys. 11.5. Ciągarka bębnowa jednostopniowa z bębnem pionowym [22]: 1 - bęben roboczy, 2 - skrzynia przekładniowa z przekładnią, 3 - silnik elektryczny, 4 - puszka do smaru z uchwytem na ciągadło, 5 - żuraw do zdejmowania kręgu drutu

Ciągarki wielostopniowe pozwalają na jednoczesne redukowanie przekroju w kilku ciągadłach. Liczba ciągadeł może dochodzić do 20. Ciągarki te mogą mieć napęd indywidualny poszczególnych bębnów lub wspólny. Mówi się wówczas o ciągarkach z napędem indywidualnym lub grupowym. W zależności od sposobu nawijania drutu na bęben, ciągarki wielostopniowe dzieli się na: poślizgowe lub bezpoślizgowe.


W ciągarkach wielostopniowych pracujących z poślizgiem występuje zjawisko poślizgu pomiędzy materiałem ciągnionym a powierzchnią bębna lub tarczy ciągarki. Prędkość obwodową bębna przyjmuje się nieco większą od prędkości ciągnienia drutu (około 10 %). Jest to konieczne ze względu na trudności utrzymania prawidłowej prędkości, która powinna odpowiadać warunkowi ciągłości przepływu materiału Si v 1 = S 2 v 2 = ... = S n v n

gdzie: Si, S 2 , S n - przekrój drutu po ciągnieniu przez kolejne ciągadła 1, 2 , n , Vi, v 2 , v n - prędkość ciągnienia drutu w poszczególnych ciągadłach.

W ciągarkach wielostopniowych pracujących bez poślizgu materiał ciągniony przylega do powierzchni bębna, a prędkości ciągnienia są równe prędkościom obwodowym bębna. Praca tych ciągarek, pomimo niedotrzymywania warunku prędkości obwodowej bębnów odpowiadającej w każdej chwili warunkowi ciągłości przepływu materiału, jest możliwa dzięki magazynowaniu zapasu drutu na bębnach między poszczególnymi ciągadłami. Biorąc pod uwagę charakter pracy i sposób prowadzenia drutu, ciągarki wielostopniowe można podzielić na: - kumulacyjne z górnym oprowadzeniem (rys. 11.6a), - kumulacyjne z dolnym oprowadzeniem (rys. 11.6b), - prostociągi (rys. 11.6c).

Rys. 11.6. Sposoby prowadzenia drutu w ciągarkach bębnowych [22]: a - z górnym oprowadzeniem, b -z dolnym oprowadzeniem, c - prostociąg


Ciągarki kumulacyjne z górnym oprowadzeniem drutu stanowią grupę maszyn najstarszych i najbardziej rozpowszechnionych. Górne oprowadzenie drutu przez rolki prowadzące sprawia, że ciągarki te są niewygodne w obsłudze, zwłaszcza przy średnicy drutu powyżej 4 mm oraz przy drutach sprężynowych i patentowanych. Zaletą tych ciągarek są dobre warunki chłodzenia przeciąganego drutu. Ciągarki kumulacyjne z dolnym oprowadzeniem drutu pozbawione są wielu wyżej wymienionych wad. Ciągarki te znalazły szerokie zastosowanie do ciągnienia drutów o średnicy 1-4 mm.

Obydwie odmiany ciągarek kumulacyjnych nie nadają się praktycznie do ciągnienia drutu o średnicy powyżej 10 mm. Zmiana kierunku ruchu drutu między bębnami staje się bowiem ze zwiększeniem średnicy oraz własności wytrzymałościowych drutu coraz trudniejsza. Ciągnienie drutów o dużych średnicach i wysokich własnościach wytrzymałościowych prowadzi się na prostociągach. Ciągarki te mają jednak również poważne wady, gdyż pracują często z przeciwciągiem i nie stwarzają właściwych warunków do chłodzenia ciągnionego drutu.

Ze względu na sposób smarowania ciągarki wielostopniowe dzieli się na tzw.: suchociągi (ciągnienie na sucho - smarowanie smarami stałymi),

- mokrociągi (ciągnienie na mokro - smarowanie w zanurzeniu w specjalnej emulsji). Do ciągnienia cienkich drutów (poniżej 1 mm) stosuje się ciągarki tarczowe zwane mo-

krociągami. Rolę bębna w tych ciągarkach spełniają tarcze, a proces ciągnienia odbywa się „na mokro", tzn. że ciągadła oraz ciągniony drut zanurzone są w specjalnym roztworze emulsyjnym, którego zadaniem jest zapewnienie smarowania i chłodzenia drutu podczas ciągnienia, bez kontaktu z powietrzem.

Specjalną grupę ciągarek stanowią wieloczynnościowe agregaty do prostoliniowego ciągnienia, które stosuje się do produkcji prętów. Współpracują one w linii z prostarką, nożycą do cięcia oraz prostarko-obcinarką. Dla ciągarek tych przyjęło się określenie - kombajny ciągar-skie.

11.4. Tarcie i smarowanie w procesach ciągnienia

Tarcie w procesie ciągnienia jest zjawiskiem bardzo niekorzystnym. Wpływa nie tylko na zwiększenie siły ciągnienia, ale również na nierównomierność odkształcenia i występowania naprężeń własnych. Występujące w procesie ciągnienia tarcie znacznie ogranicza możliwości intensyfikacji tego procesu. Wzrost tarcia obniża możliwą do zastosowania prędkość ciągnienia oraz zmniejsza maksymalne wielkości gniotu w jednym ciągu. Liczne badania wykazały, że na pokonanie sił tarcia zużywa się około 30-50 % całkowitej siły ciągnienia [59]. Obok strat energii związanych z pokonaniem dodatkowych odkształceń zbędnych (podrozdz. 11.5), straty na pokonanie sił tarcia są całkowicie bezproduktywne. Udział siły niezbędnej do wykonania idealnego (czystego) odkształcenia plastycznego materiału w całkowitej sile ciągnienia jest zwykle mniejszy niż 50 %.

Tarcie występujące na powierzchni styku metalu z ciągadłem wywiera wpływ na warunki temperaturowe procesu ciągnienia. Wydzielanie się ciepła przy ciągnieniu na zimno jest wynikiem tarcia oraz pracy odkształcenia plastycznego. Badania wykazały, że tylko około 10 % ciepła powstaje w wyniku tarcia, natomiast pozostałe 90 % jest wynikiem odkształcenia pla-


stycznego [59]. Ciepło związane z pracą odkształcenia powoduje prawie równomierny wzrost temperatury na przekroju ciągnionego wyrobu, natomiast ciepło powstałe w wyniku tarcia prowadzi do wzrostu temperatury warstwy powierzchniowej metalu oraz warstwy powierzchniowej oczka ciągadła. Temperatura otworu roboczego ciągadła jest wyższa od temperatury powierzchni ciągnionego metalu, gdyż ciągadło jest nieruchome, materiał zaś stale zmienia swe położenie (w kontakt z narzędziem wchodzą coraz to nowe partie materiału). Temperatura na powierzchni otworu roboczego ciągadła na końcu strefy zgniatającej osiąga wartości rzędu kilkuset °C. Temperatura powierzchniowa ciągnionego wyrobu waha się w granicach 100-250°C, a w pewnych przypadkach może osiągnąć miejscowo wartość kilkakrotnie wyższą. Taki lokalny wzrost temperatury może mieć miejsce, gdy w pewnym obszarze gwałtownie zwiększy się tarcie, np. w wyniku pozostałości zgorzeliny, braku dopływu smaru, wejścia w obszar odkształcenia luźnych cząsteczek obcych materiałów itp. Na skutek bardzo wysokiej temperatury mogą się pojawiać „nalepienia" metalu na powierzchni roboczej ciągadła, co powoduje wystąpienie głębokich rys mechanicznych na ciągnionym wyrobie. Wzrost temperatury wywiera również wpływ na własności mechaniczne gotowego wyrobu (szczególnie przy ciągnieniu drutów), a także na własności zastosowanego smaru, co powoduje zmiany warunków tarcia w ciągadle.

Tarcie jest również przyczyną występowania nierównomierności odkształcenia, a co za tym idzie nierównomierności własności na przekroju ciągnionego wyrobu. Z nierównomierno-ścią odkształcenia jest ściśle związane zjawisko powstawania naprężeń własnych. Ogólnie można przyjąć, że wzrost tarcia prowadzi do powstania w materiale większych co do wartości naprężeń własnych, które z reguły na powierzchni wyrobu są rozciągające [59]. Naprężenia własne mogą z kolei powodować określone wady materiału, jak na przykład pękanie powierzchniowe, pęknięcia głębokie sięgające do środka materiału, łuski itp. Materiał, w którym występują duże naprężenia własne, wykazuje tendencje do krzywienia się, co z kolei może powodować problemy technologiczne, związane z dalszym prostowaniem. Należy również pamiętać, że nadmierne tarcie jest przyczyną szybkiego zużycia ciągadeł oraz znacznie utrudnia uzyskanie małej chropowatości powierzchni gotowego wyrobu.

W świetle powyższych rozważań podstawowego znaczenia nabiera problem zminimalizowania tarcia występującego na powierzchni styku metalu z ciągadłem, poprzez zastosowanie odpowiednich środków smarujących. Z danych literaturowych [99] wynika, że współczynnik tarcia przy ciągnieniu na zimno waha się w granicach 0,02-0,10 (w pewnych przypadkach może osiągać wartość |i = 0,15).

11.4.1. Smary i warstwy podsmarowe

Podstawowym zadaniem smarów ciągarskich jest utworzenie warstewki smaru (błonki smaru) pomiędzy stykającymi się powierzchniami metalu i ciągadła. Warstwa smaru rozdzielająca trące się powierzchnie powinna mieć taką grubość, aby do minimum zmniejszyć liczbę punktów bezpośredniego styku metalu z ciągadłem. Wytrzymałość błonki smaru na „przerwanie" uzależniona jest od własności smaru oraz warunków procesu ciągnienia determinujących wielkość temperatury oraz nacisków w strefie odkształcenia.


Znaczna różnorodność ciągnionych metali i stopów, jak również zmienne warunki procesu ciągnienia sprawiają, że w praktyce ciągarskiej używa się wielu smarów różniących się składem chemicznym i konsystencją. Ze względu na konsystencję substancje smarujące dzieli się na: suche, półciekłe i ciekłe. Biorąc pod uwagę skład chemiczny, smary można podzielić na: - oleje mineralne, - oleje roślinne i tłuszcze zwierzęce, - mydła, - węglowodory stałe, - emulsje.

W procesach ciągnienia prętów i drutów najczęściej stosuje się smary ciekłe będące kompozycją różnych olejów, bądź też smary stałe, których głównym składnikiem są mydła. Przy ciągnieniu cienkich drutów powszechnie używa się emulsji olej - woda z dodatkiem mydła jako emulgatora. Typowe smary ciągarskie na bazie olejów mineralnych zawierają zwykle pewne ilości dodatków tzw. polarnych i aktywnych, które znacznie poprawiają własności smarów. Inne stosowane dodatki to grafit i dwusiarczek molibdenu. Substancje te ze względu na swoją strukturę mają dobre własności smarujące, a ponadto wykazują odporność na działanie wysokich temperatur.

Przygotowanie powierzchni drutów, prętów i rur do procesu ciągnienia polega na usunięciu zgorzeliny oraz na wytworzeniu na powierzchni warstwy podsmarowej. Warstwa podsma-rowa (podkład podsmarowy) przylegająca ściśle do powierzchni metalu oddziela skutecznie trące się powierzchnie sprawiając, że tarcie zachodzi na granicy podkład podsmarowy - ciągadło, a nie na powierzchni styku metal - ciągadło. Podkładom podsmarowym stawia się następujące wymagania: - powinny być ściśle związane z powierzchnią ciągnionego metalu, - powinny się charakteryzować odpowiednią porowatością, w celu ułatwienia zabierania

smaru do obszaru odkształcenia, - nie mogą być trudne do usunięcia z powierzchni metalu.

W warunkach przemysłowych stosowane są następujące metody wytwarzania warstw podsmarowych [59]: - brunacenie (powstaje warstwa wodorotlenku żelazowego), - wapnowanie (warstwa wodorotlenku wapnia), - fosforanowanie (warstwa fosforanów cynku, żelaza lub manganu), - szczawianowanie (warstwa szczawianu żelazowego), - boraksowanie (warstwa boraksu), - miedziowanie (warstwa miedzi), - podkłady solankowe.

11.4.2. Ocena efektywności smarowania

Za podstawowe kryterium oceny jakości smaru przyjmuje się średnią wartość siły ciągnienia. Siła ciągnienia zależy od wielkości sił tarcia (przy pozostałych parametrach procesu


stałych), a tym samym pozwala na dokładne porównanie skuteczności smarowania. Im lepszy technologicznie jest smar, tym mniejsza jest siła ciągnienia. Ważnym czynnikiem informującym o jakości smaru jest również charakter zmian siły ciągnienia w czasie, a szczególnie różnica pomiędzy maksymalną i minimalną wartością siły ciągnienia (Fc m a x - Fc m i n ) . Im ta różnica jest większa, tym własności smarne są gorsze, gdyż zwiększa się częstotliwość miejscowego zrywania błonki smaru rozdzielającej trące się powierzchnie. Przy opracowywaniu wyników pomiarów zamiast operować wartością (Fc m a x - Fc m i n ) korzystnie jest niekiedy analizować wartość odchylenia standardowego siły ciągnienia, a więc średnie odchylenie siły od wartości średniej siły ciągnienia F c ś r.

W literaturze często spotyka się ocenę jakości smaru na podstawie uzyskiwanych przy jego użyciu wartości współczynnika tarcia ji. Takie potraktowanie problemu jest właściwe, jeżeli istnieje możliwość doświadczalnego wyznaczenia współczynnika tarcia w warunkach maksymalnie zbliżonych do rzeczywistych warunków procesu ciągnienia. Realizacja takiego pomiaru jest uciążliwa i dlatego najczęściej określa się wartość współczynnika tarcia metodą analityczno-doświadczalną - na podstawie pomiaru średniej siły ciągnienia, wykorzystując odpowiednio przekształcone wzory na siłę ciągnienia. Dokładność tej metody uzależniona jest od dokładności pomiaru siły ciągnienia oraz od dokładności zastosowanego do obliczeń wzoru. Wśród metod doświadczalnych wyznaczania współczynnika tarcia przy ciągnieniu należy wymienić metody (podrozdz. 5.6): wirującego ciągadła, średnich nacisków jednostkowych, dzielonego ciągadła.

Na wielkość współczynnika tarcia wpływa wiele czynników, z których najważniejsze to: rodzaj ciągnionego materiału, jakość smaru i warstwy podsmarowej, materiał ciągadła, stan powierzchni wyrobu i ciągadła, wielkość gniotu, nacisk metalu na ciągadło, prędkość ciągnienia, wielkość przeciwciągu itp.

Jakość smaru ciągarskiego można również oceniać biorąc pod uwagę grubość warstwy smaru pozostałego na powierzchni przeciągniętego wyrobu. Ocena taka jest jednak utrudniona, gdyż wymaga z kolei wiarygodnych pomiarów grubości warstwy smaru. Za ruchowe kryterium przydatności smaru można uznać maksymalną możliwą do uzyskania dla danego smaru prędkość ciągnienia, przy zapewnieniu dobrej, czystej powierzchni wyrobu. Kryterium to jest jednak subiektywne ze względu na trudności oceny jakości powierzchni przeciągniętego materiału w warunkach przemysłowych.

11.5. Nierównomierność odkształcenia w procesach ciągnienia

Podczas ciągnienia pełny pręt okrągły znajdujący się w strefie odkształcenia obciążony jest w ogólnym przypadku siłą ciągnienia Fc, siłą przeciwciągu F0, siłami pochodzącymi od nacisku normalnego p oraz od naprężeń stycznych x (rys. 11.7). Zespół sił obciążających ciągniony metal wywołuje w nim określony stan naprężenia, który jest z kolei przyczyną wystąpienia pewnego stanu odkształcenia.

W osi ciągnionego metalu występuje stan naprężenia i odkształcenia pokazany na rysunku 11.7. Występuje w tym przypadku odkształcenie główne Si mające kierunek działania siły Fc

oraz dwa równe co do wielkości odkształcenia główne s r i 8 0 . Odkształcenie Si jest dodatnie,


Rys. 11.7. Schemat działania sił przy ciągnieniu oraz stan naprężenia i odkształcenia w osi ciągnionego wyrobu

tzn. że w tym kierunku występuje przyrost długości elementu liniowego, natomiast odkształcenia 8 r i 8 0 są ujemne, czyli w pozostałych dwóch kierunkach głównych następuje skrócenie długości elementu liniowego. Równość odkształceń er i s e oraz znak występujących odkształceń są oczywiste, jeżeli weźmie się pod uwagę symetrię osiową odkształcanego metalu oraz fakt wzrostu długości materiału przy równoczesnym zmniejszeniu jego średnicy.

Stożkowy kształt strefy odkształcenia oraz tarcie występujące na powierzchni styku metalu z ciągadłem sprawiają, że w warstwach leżących poza osią ciągnionego metalu stan odkształcenia różni się od pokazanego na rysunku 11.7. Wpływ tarcia polega na „hamowaniu" płynięcia warstw metalu leżących przy powierzchni styku z narzędziem, podczas gdy warstwy środkowe materiału odkształcają się łatwiej. Skutkiem tego jest występowanie różnic prędkości ruchu pomiędzy myślowo wyodrębnionymi warstwami

metalu - warstwy centralne poruszają się szybciej niż warstwy przypowierzchniowe. Zjawisko to jest tym bardziej widoczne, im większy jest kąt ciągnienia a i współczynnik tarcia \x. Efekt tego zjawiska może być zauważalny w przypadku ciągnienia wyrobów o znacznej długości -na końcu pręta pierwotnie płaski przekrój poprzeczny ulegnie wyraźnemu ugięciu do wewnątrz, dając charakterystyczne wgłębienie (rys. 11.8). Istotnym skutkiem wystąpienia różnic prędkości ruchu poszczególnych warstw metalu jest powstawanie naprężeń własnych, najczęściej rozciągających w warstwach skrajnych i ściskających w warstwach przyosiowych. Problem naprężeń własnych jest dość szczegółowo opisany w literaturze [59].

Charakter płynięcia metalu przez stożkowe ciągadło badać można doświadczalnie na podstawie analizy zmian kształtu i wymiarów prostokątnej siatki współrzędnych naniesionej na przekroju wzdłużnym przechodzącym przez oś symetrii ciągnionego profilu. Na rysunku 11.9 przedstawiono schemat zmian siatki współrzędnych przy ciągnieniu pełnego profilu okrągłego przez stożkowe ciągadło otrzymany w wyniku licznych badań. Siatka składa się z kwadratów z wpisanymi okręgami. Na podstawie obserwacji przedstawionego schematu można sformułować szereg wniosków odnośnie charakteru płynięcia metalu, a tym samym o stanie

kierunek ciągnienia^

Rys. 11.8. Wgłębienie powstałe na końcu ciągnionego pręta jako skutek niejednorodności odkształcenia [59]


odkształcenia w stożku zgniatającym ciągadła. Elementy siatki współrzędnych mające przed ciągnieniem kształt kwadratów, po ciągnieniu przyjmują kształty: - w warstwach centralnych - zbliżone do prostokątów wydłużonych w kierunku ciągnienia i

skróconych w kierunku promieniowym, - w warstwach zewnętrznych - zbliżone do równoległoboków również wydłużonych w

kierunku ciągnienia i skróconych w kierunku promieniowym. Kąty proste pomiędzy liniami siatki zmieniają się po ciągnieniu w kąty ostre i rozwarte,

przy czym intensywność zniekształcenia kątów zwiększa się (od osi w kierunku powierzchni) tym bardziej, im większy jest kąt ciągnienia i współczynnik tarcia.

Rys. 11.9. Schemat zmian kształtu siatki współrzędnych przy ciągnieniu pełnego profilu okrągłego przez stożkowe ciągadło [59]

Wpisane w kwadraty okręgi, wchodząc w obszar odkształcenia, ulegają ściskaniu w kierunku działania naprężeń normalnych p oraz ulegają skręceniu na skutek działania sił tarcia. Zmieniają się tym sposobem w elipsy coraz bardziej wydłużone w miarę przesuwania się w kierunku płaszczyzny wyjścia ze stożkowej części ciągadła. Duże osie elips, znajdujących się w tym samym rzędzie siatki, z reguły nie pokrywają się z linią łączącą środki elips (porównaj kierunki linii 2 - 3 , 5 - 5 , 6 - 6 itd.). Tym samym duże osie elips tworzą z osią ciągadła (x - x) kąty, stopniowo zmniejszające się w kierunku płaszczyzny wyjścia. Po wyjściu z obszaru odkształcenia elipsy są skręcone w stosunku do osi ciągadła. Duże osie elips tworzą z kierunkiem ciągnienia kąt p stopniowo zwiększający się od warstw centralnych do powierzchni. Jedynie elipsy, których środek leży na osi ciągadła, mają duże osie równoległe do kierunku ciągnienia (P = 0).

Linie poprzeczne siatki współrzędnych, pierwotnie prostopadłe do osi ciągadła, przyjmują po ciągnieniu kształt łuków skierowanych wypukłością w kierunku ciągnienia. Krzywizna tych linii zwiększa się w miarę ich wchodzenia w strefę odkształcenia. Taki charakter zmian kształtu linii poprzecznych wskazuje na wspomniane wcześniej różnice prędkości ruchu warstw materiału leżących w różnych odległościach od osi ciągadła.


Linie siatki równoległe do osi ciągadła przed ciągnieniem, po wyjściu z obszaru odkształcenia pozostają równoległe, lecz odległości pomiędzy nimi ulegają zmniejszeniu. W obszarze odkształcenia linie te skierowane są do geometrycznego środka ciągadła (jest nim wierzchołek stożka roboczego).

Należy w tym miejscu podkreślić, że zmiana kształtu elementów siatki współrzędnych nie rozpoczyna się w płaszczyźnie wejścia metalu do ciągadła, lecz na powierzchni zbliżonej do powierzchni sferycznej, skierowanej wypukłością przeciwnie do kierunku ciągnienia (linia przerywana na rys. 11.9). Tego rodzaju kształt strefy odkształcenia uzyskany doświadczalnie pokrywa się z kształtem strefy odkształcenia przyjętym w rozważaniach teoretycznych Avitzu-ra [1, 59, 70], dotyczących sferycznego pola prędkości przy ciągnieniu.

Przekształcenie kwadratowego elementu siatki w prostokąt, a okręgu w elipsę, spowodowane jest występowaniem jedynie odkształceń głównych. Przekształcenie kwadratu i okręgu w równoległobok i elipsę związane jest ze zmianą kątów, czyli odkształceniom elementów liniowych muszą towarzyszyć odkształcenia postaciowe. Każde odkształcenie postaciowe związane jest ze ścinaniem, występującym wewnątrz materiału. Można więc powiedzieć, że odkształceniom warstw metalu nie leżących w osi ciągadła towarzyszy wewnętrzne ścinanie, co w efekcie prowadzi do wystąpienia w materiale dodatkowych odkształceń postaciowych. Prowadzi to do wzrostu pracy odkształcenia oraz powoduje zjawisko nierównomierności odkształcenia na przekroju poprzecznym ciągnionego pręta. Dodatkowe odkształcenia postaciowe są tym większe, im większy jest kąt ciągnienia i współczynnik tarcia.

Miarą wewnętrznego ścinania może być kąt skręcenia osi elipsy (3 (rys. 11.9) w stosunku do osi ciągadła. Dla elips położonych w osi ciągadła P = 0 i wartość ta wzrasta dla elips leżących w warstwach coraz bardziej odległych od osi x - x. Oznacza to, że dodatkowe odkształcenia postaciowe nie występują w osi ciągadła, zaś maksymalną wartość przyjmują na powierzchni metalu. Odkształcenia te w literaturze nazywane są odkształceniami zbędnymi.

Obliczając intensywność odkształcenia ą dla poszczególnych, myślowo wyodrębnionych warstw metalu, otrzymamy jego charakterystyczny rozkład pokazany na rysunku 11.9. W osi ciągnionego materiału odkształcenia zbędne nie występują, czyli intensywność odkształcenia jest równa ej = 2 ln (d0/dk) = ln (S0/Sk), a więc jest równa intensywności odkształcenia występującej w próbie jednoosiowego rozciągania. Innymi słowy, w osi ciągnionego wyrobu odkształcenie jest jednorodne (8i = eH), czyli wynika jedynie ze zmiany wymiarów poprzecznych materiału. Wzrost odkształceń zbędnych w warstwach metalu coraz bardziej odległych od osi powoduje wzrost intensywności odkształcenia.

Teoretyczne wyjaśnienie występowania zjawiska wewnętrznego ścinania wiąże się z wyodrębnieniem wewnątrz ciągnionego materiału określonych stref. Granice pomiędzy tymi strefami nazywane są powierzchniami nieciągłości prędkości [59,70]. Na rysunku 11.10, na którym przedstawiono sferyczne pole prędkości przy ciągnieniu, powierzchnie te oznaczono symbolami T\ i F2. Są to powierzchnie sferyczne, przy czym środek każdej z nich pokrywa się ze środkiem geometrycznym ciągadła O. Istota wewnętrznego ścinania polega na występowaniu na tych powierzchniach tzw. prędkości nieciągłych. Wektory prędkości materiału przed wejściem do strefy odkształcenia (v0) oraz po wyjściu z niej (vk) na powierzchniach granicznych Tj i T2 można rozłożyć na składowe normalne i styczne do granicy stref (rys. 11.10).


Składowe styczne prędkości v 0 i v k to właśnie prędkości nieciągłe. Z powyższych względów powierzchnie Ty i T2 zwane są powierzchniami nieciągłości prędkości. Występowanie prędkości nieciągłych, równoległych do granic stref oznacza, że dwie sąsiadujące ze sobą strefy przesuwają się względem siebie po powierzchni granicznej, czyli że mamy do czynienia z poślizgiem. Wzajemny poślizg dwóch sąsiadujących stref jest wewnętrznym ścinaniem, któremu towarzyszą odkształcenia postaciowe. Są one tym większe, im większe jest ścinanie, które z kolei wzrasta wraz ze wzrostem prędkości nieciągłych. Wartości prędkości nieciągłych wynoszą odpowiednio v 0 • sin 0 - na powierzchni T2, oraz v k • sin 0 - na powierzchni IV Ponieważ kąt 0 zmienia się w granicach od 0 w osi ciągadła do a na powierzchni styku metalu z ciągadłem, więc w miarę oddalania się od osi wielkość dodatkowych odkształceń postaciowych (odkształceń zbędnych) rośnie. Wynikiem tego jest pokazany na rysunku 11.9 nierównomierny rozkład intensywności odkształcenia (ą) na przekroju poprzecznym wyrobu.

Rys. 11.10. Sferyczne pole prędkości w procesie ciągnienia [59]

Występująca w ciągnionym materiale nierównomierność odkształcenia jest przyczyną powstawania różnic własności mechanicznych na przekroju poprzecznym wyrobu. Zjawisko to związane jest z niejednorodnym umocnieniem metalu.

Odkształcenia zbędne nie przyczyniają się w żadnej mierze do żądanej zmiany kształtu materiału, występują jednak zawsze w procesach przeróbki plastycznej metali, powodowane tarciem oraz wymuszonym przez narzędzie kształtem obszaru odkształcenia. Obecność odkształceń zbędnych jest przyczyną zbędnego, a więc niezamierzonego i niepotrzebnego odkształcenia metalu.

Jako miarę odkształceń zbędnych przyjmuje się zwykle tzw. odkształceniowy czynnik zbędności cp, zdefiniowany jako stosunek intensywności odkształcenia całkowitego £T do intensywności odkształcenia jednorodnego eH [4, 5, 59, 97]:


Przez odkształcenie jednorodne należy rozumieć takie odkształcenie, w którym nie występują dodatkowe odkształcenia postaciowe.

W idealnym procesie przeróbki plastycznej, gdzie nie występują odkształcenia zbędne, intensywność odkształcenia całkowitego jest równa intensywności odkształcenia jednorodnego, a czynnik zbędności odkształcenia ^przyjmuje wartość równą 1. Dla rzeczywistych procesów przeróbki plastycznej czynnik #?jest zawsze większy od jedności, gdyż sT> £H>

Stosowane w praktyce miary odkształcenia w procesach ciągnienia nie uwzględniają odkształceń zbędnych, lecz informują jedynie o redukcji przekroju poprzecznego materiału. Do najczęściej stosowanych wielkości należą: - gniot (względny ubytek przekroju, wyrażony w procentach), - współczynnik wydłużenia, - odkształcenie rzeczywiste (odkształcenie logarytmiczne).

W tabeli 11.4 zestawiono oznaczenia i definicje poszczególnych miar odkształcenia. Należy pamiętać, że przedstawione w ostatniej kolumnie tabeli związki pochodne od definicji danej wielkości są słuszne dla przypadku ciągnienia profili pełnych. W przypadku ciągnienia rur związki te przyjmą inną postać, wynikającą z faktu istnienia dwóch średnic rury - zewnętrznej i wewnętrznej.

Tabela 11.4. Definicje miar odkształcenia stosowanych w procesach ciągnienia pełnych wyrobów okrągłych

Nazwa Oznaczenie Definicja Związki pochodne

gniot, % z z = S o _ S k 100 So

z = 1-, d o J

2" 100

współczynnik wydłużenia X

s k

X = 2

/

odkształcenie rzeczywiste 8j = ln

f A \ 2 A d ° =21n d°

l d k j dk gdzie: So> Sk - pole przekroju poprzecznego materiału przed i po ciągnieniu, d0, dk - średnica pręta (drutu) przed i po ciągnieniu.

11.6. Procesy ciągnienia rur

Rury okrągłe bez szwu walcowane na gorąco poddaje się ciągnieniu na zimno w celu uzyskania czystej, gładkiej powierzchni (zewnętrznej i wewnętrznej) i dokładnych wymiarów ścianki oraz średnicy. Rury ciągnione na zimno występują w szerokim zakresie wymiarowym:


ciągnie się na gotowo rury zarówno o bardzo dużych wymiarach, np. 120 x (10^-12) mm, jak również rurki o średnicy wewnętrznej 0,3 mm przy grubości ścianki 0,1 mm.

Podczas ciągnienia rur zmieniają się ich wymiary zewnętrzne i wewnętrzne, w związku z czym należy wprowadzić dodatkowe wskaźniki odkształcenia: współczynnik wydłużenia względem średnicy (Zd) oraz współczynnik wydłużenia względem ścianki rury (Ag). Na rysunku 11.11 podano oznaczenia wykorzystywane przy definiowaniu obu współczynników.

Całkowity współczynnik wydłużenia (Ac) jest określony zależnością:

^ 0 _ ndośrgo _ d 0śr go * d k ś r g k d k ś r gi

Rys. 11,11, Oznaczenia podstawowych wymiarów rury przed (a) i po (b) ciągnieniu

(11.2)

gdzie: J 0śr

*kśr

L =

d 0 ś r -

*kśr

gCL gk

doz + dow

(11.3)

(11.4)

2 dkz+d

średnia średnica początkowa,

——średnia średnica końcowa.

Operując odkształceniami rzeczywistymi, otrzymamy zależność: l n ^ = lnĄ/ + l n ^ (11.5)

Przebieg procesu odkształcenia przy ciągnieniu rur, jakkolwiek do pewnego stopnia analogiczny do przebiegu procesu ciągnienia profili pełnych, wykazuje w stosunku do niego pewne różnice. Podstawową różnicą, wynikającą z braku materiału w osi wyrobu, jest inny charakter płynięcia metalu. W procesie ciągnienia profili pełnych można przyjąć, że w osi ciągnionego wyrobu mamy do czynienia z odkształceniem jednorodnym (nie występują odkształcenia zbędne). W procesie ciągnienia rur nie ma takiej możliwości, ponieważ wyrób w części osiowej nie jest wypełniony materiałem. Z kolei ciągnienie rur charakteryzuje się występowaniem powierzchni swobodnej na części (przy zastosowaniu narzędzia wewnętrznego) lub na całej długości strefy odkształcenia (przy ciągnieniu na pusto). W przypadku swobodnego ciągnienia rur wiąże się to ze zjawiskiem niekontrolowanej zmiany grubości ścianki rury, która może


ulegać pogrubieniu bądź pocienieniu. Tak więc ciągnienie rur jest procesem zdecydowanie bardziej złożonym niż proces ciągnienia profili pełnych.

Technologia ciągnienia na zimno rur okrągłych, dla której wsadem są rury bez szwu walcowane na gorąco, obejmuje kilka metod ciągnienia (rys. 11.12). W przypadkach, gdy celem jest jedynie zmniejszenie średnicy rury, stosuje się ciągnienie swobodne (ciągnienie na pusto). Pozostałe metody ciągnienia stosowane są w przypadkach, gdy wymagane jest, poza redukcją średnicy, także zmniejszenie grubości ścianki rury (kontrolowane ściśle przez narzędzie wewnętrzne).

Każda z wymienionych technologii wykazuje pewną specyfikę. W przypadku ciągnienia na pusto jest to brak narzędzia wewnętrznego, a tym samym występowanie swobodnej powierzchni wewnętrznej rury w całej strefie odkształcenia. Ciągnienie na korku cylindrycznym charakteryzuje się sztywnym zamocowaniem narzędzia w strefie odkształcenia, podczas gdy w przypadku ciągnienia na korku swobodnym narzędzie umieszczone bez zamocowania w strefie roboczej ciągadła utrzymuje się w niej pod wpływem działających nań sił, przy czym jest to możliwe dzięki stożkowemu kształtowi części korka. Cechą charakterystyczną metody ciągnienia na długim trzpieniu jest przemieszczanie się narzędzia wewnętrznego w sposób ciągły wraz z ciągnioną rurą.

a) b)

Rys. 11.12. Metody ciągnienia rur: a) swobodne, b) na,korku cylindrycznym, c) na korku swobodnym, d) na długim trzpieniu. Oznaczenia: 1 - rura, 2 - ciągadło, 3 - korek cylindryczny, 4 - żer-dzina, 5 - korek swobodny, 6 - trzpień długi

Schemat ciągnienia rur na pusto przedstawia rysunek 11.13. Stan naprężenia opisany jest przez wzdłużne naprężenie rozciągające <J\ oraz promieniowe i obwodowe naprężenia ściskające a r i GQ. Zjawisko niekontrolowanej zmiany grubości ścianki powoduje, iż możliwe są dwa schematy stanu odkształcenia, w zależności od znaku odkształcenia sr. Wartość i znak £r uzależnione są m.in. od wzajemnego stosunku naprężenia wzdłużnego 0 \ oraz naprężenia obwo-


dowego CQ. Rozciągające naprężenie 0 \ dąży do zmniejszenia grubości ścianki rury, podczas gdy ściskające naprężenie GQ powoduje płynięcie metalu w kierunku środka rury, dążąc do zwiększenia grubości ścianki. Końcowa grubość ścianki jest zatem w znacznym stopniu uzależniona od tego, czy w danym procesie przeważy efekt działania naprężenia wzdłużnego czy obwodowego. Przy wzajemnym równoważeniu się oddziaływania naprężeń G\ i a 0 grubość ścianki rury nie ulegnie zmianie.

A-A

Rys. 11.13. Schemat ciągnienia rur na pusto; a) schemat stanu naprężenia, b) i c) możliwe schematy stanu odkształcenia

Zmiana grubości ścianki zależy również wyraźnie od parametrów procesu ciągnienia, takich jak grubościenność rury, redukcja średnicy, warunki smarowania, a także rodzaj materiału. Właściwe jej przewidywanie jest zatem bardzo ważnym elementem w projektowaniu procesów technologicznych i było przedmiotem wielu badań i analiz. Dokładne poznanie rozkładu odkształceń i naprężeń może doprowadzić do opracowania zależności - nomogramów pozwalających na dokładne przewidywanie zmian grubości ścianki. W konsekwencji może to spowodować wzrost zastosowania tej metody ciągnienia jako mniej energochłonnej w ogólnej produkcji rur. Poza tym swobodne ciągnienie rur można realizować z powodzeniem w warunkach smarowania hydrodynamicznego. Umożliwia to ciągnienie rur na pusto z materiałów trudnoodkształcalnych, skrócenie cyklu technologicznego oraz zwiększenie żywotności ciągadeł.

W przypadku, gdy wymagana jest równocześnie zmiana średnicy i grubości ścianki rury, stosuje się najczęściej metodę ciągnienia na korku cylindrycznym lub na korku swobodnym. Schemat ciągnienia na korku cylindrycznym przedstawiony jest na rysunku 11.14. Korek zamocowany jest w stałej pozycji za pomocą tzw. żerdziny, którą jednocześnie może być podawany środek smarujący.


Rys. 11.14. Schemat ciągnienia rur na korku cylindrycznym z podziałem na strefy odkształcenia: I -strefa ciągnienia na pusto, II - strefa ciągnienia ze zmianą grubości ścianki, III - strefa kalibrująca

Dla wszystkich trzech technologii ciągnienia rur z zastosowaniem narzędzia wewnętrznego znamienne jest występowanie kilku charakterystycznych stref w obszarze odkształcenia. Strefa ciągnienia na pusto poprzedza strefę jednoczesnej redukcji średnicy i grubości ścianki, po której z kolei następuje strefa kalibrująca. W przypadku ciągnienia na korku swobodnym (rys. 11.15) strefa redukcji grubości ścianki rozkłada się w istocie na dwie strefy odkształcenia - na stożkowej oraz na cylindrycznej części korka. Technologia ta, najnowsza spośród wymienionych, jest bardzo często stosowana w praktyce przemysłowej, gdyż pozwala na ciągnienie rur z równoczesną redukcją średnicy i grubości ścianki przy dość dużych współczynnikach wydłużenia. Do zalet tej metody należy również to, że proces ciągnienia można prowadzić zarówno na ciągarkach ławowych, jak i bębnowych, z dość dużą prędkością. Stwarza to możliwość ciągnienia długich rur w szerokim zakresie średnic i grubości ścianki. Istotnym problemem przy ciągnieniu na korku swobodnym jest samorzutne ustawienie się korka w strefie odkształcenia. Położenie korka w stosunku do ciągadła (wycofanie korka - ń) oraz jego przemieszczanie się, w wyniku zmienności warunku równowagi sił w trakcie procesu ciągnienia, były przedmiotem wielu badań doświadczalnych i rozważań teoretycznych. Ważnym zagadnieniem jest stabilność procesu ciągnienia rur na korku swobodnym, która uzależniona jest od zakresu, w jakim może mieścić się wielkość wycofania korka (nm i n < n < nm a x). Im ten zakres jest większy, tym proces jest bardziej stabilny.

Istota metody ciągnienia rur na długim trzpieniu (rys. 11.16) polega na tym, że rurę nakłada się na trzpień stalowy, którego średnica jest równa średnicy wewnętrznej rury po ciągnieniu, a długość musi być większa od końcowej długości rury. Trzpień powinien być wykonany ze stali o dużej twardości i wytrzymałości. Przechodzi on wraz z rurą przez ciągadło, a następnie jest wyciągany z rury. Wyciągnięcie trzpienia jest możliwe jedynie po zastosowaniu dodatkowej operacji, takiej jak na przykład rozwalcowanie, które prowadzi do niewielkiego zwiększenia średnicy rury. Metoda ta pozwala na uzyskanie dużych odkształceń w jednym


Rys. 11.15. Schemat ciągnienia rur na korku swobodnym: I - strefa swobodnego ciągnienia, II - strefa odkształcenia ścianki na stożkowej części korka, III - strefa odkształcenia ścianki na cylindrycznej części korka, IV - strefa kalibrująca

Rys. 11.16. Schemat ciągnienia rur na długim trzpieniu: I - strefa swobodnego ciągnienia, II - strefa redukcji grubości ścianki, III - strefa kalibrująca

ciągu, co prowadzi do znacznej intensyfikacji procesu. Ma ona jednak dość ograniczone zastosowanie, ze względu na trudności natury technicznej, związane ze wspomnianą koniecznością wyciągnięcia trzpienia z rury po zakończeniu procesu. Technologię tę stosuje się w przypadkach: - ciągnienia rur walcowanych w walcarkach pielgrzymowych (rury takie wykazują dużą

nierównomierność grubości ścianki),


- ciągnienia rur ze stali trudnoodkształcalnych (z koniecznością wyżarzania po każdym ciągu),

- ciągnienia rur cienkościennych wrażliwych na duże naprężenia rozciągające, - ciągnienia rur o małych średnicach wewnętrznych, - ciągnienia rur ze zmienną grubością ścianki na długości rury.

Należy zwrócić uwagę na fakt, iż w przypadku ciągnienia rur na długim trzpieniu siły tarcia działające na powierzchni styku rury z trzpieniem są skierowane zgodnie z kierunkiem ciągnienia, odwrotnie niż ma to miejsce przy ciągnieniu na korku cylindrycznym lub korku swobodnym.

Poza opisanymi różnicami, poszczególne metody ciągnienia rur różnią się nieco pod względem maksymalnego możliwego do osiągnięcia współczynnika wydłużenia. Wartości Xmax

kształtują się na następującym poziomie: - ciągnienie swobodne Amax = 1,4; - ciągnienie na korku cylindrycznym Xmax = 1,7; - ciągnienie na korku swobodnym Xmax = 1,8; - ciągnienie na długim trzpieniu Xmax = 2,5.

Specyfika procesów ciągnienia rur (poza ciągnieniem swobodnym) polega w głównej mierze na zastosowaniu, oprócz zasadniczego narzędzia kształtującego - ciągadła, również narzędzi wewnętrznych - korków lub trzpieni, odkształcających rurę od strony powierzchni wewnętrznej. W związku z tym należy podkreślić znaczenie jakości tychże narzędzi, pod kątem zapewnienia odpowiednich własności i jakości wyrobu gotowego w postaci rury ciągnionej. Korki i trzpienie ciągarskie wykonuje się ze stali narzędziowych, opisanych wcześniej (podrozdz. 11.2), a w przypadku korków cylindrycznych również z węglików spiekanych - w postaci pierścienia osadzonego na drągu lub pełnego korka przyspawanego do drąga (żerdzi-ny). Wysoka twardość i wytrzymałość materiału korka, odpowiednia gładkość powierzchni roboczych, jak również właściwe usytuowanie narzędzia wewnętrznego względem ciągadła, ma ogromne znaczenie dla uzyskania odpowiedniej jakości powierzchni wewnętrznej rury, a także dla otrzymania równomiernej grubości ścianki na obwodzie i na długości rury po ciągnieniu.

11.7. Naprężenie ciągnienia

Odkształcenie plastyczne metalu lub stopu w procesie ciągnienia zachodzi w efekcie przyłożenia z zewnątrz siły F c zwanej siłą ciągnienia, skierowanej równolegle do osi ciągnionego wyrobu (rys. 11.1). Siła ta wywołuje w materiale określony stan naprężenia, pokazany na rysunku 11.7. Wewnątrz obszaru odkształcenia stan ten opisany jest wzdłużnym naprężeniem rozciągającym G\ oraz dwoma naprężeniami ściskającymi - promieniowym i obwodowym (a r i a e). W płaszczyźnie wyjścia metalu ze strefy zgniatającej ciągadła, czyli w momencie, gdy wyrób ciągniony uzyskuje swój końcowy przekrój, materiał podlega już tylko jednoosiowemu rozciąganiu. W tym stadium procesu w materiale działa więc już tylko jedno naprężenie - jest to właśnie naprężenie ciągnienia. Oznaczane jest ono symbolem a c, a jego wartość obliczyć można ze wzoru


(11.6)

gdzie Sk jest polem przekroju poprzecznego materiału po ciągnieniu. Znajomość siły ciągnienia jest konieczna zarówno przy projektowaniu operacji technolo

gicznych, jak również przy konstruowaniu ciągarek. Przy projektowaniu ciągów należy znać stopień wytężenia materiału oraz siłę ciągnienia, na podstawie której można dobrać w sposób właściwy typ ciągarki odpowiedni do realizacji procesu ciągnienia.

Doświadczalne wyznaczenie naprężenia ciągnienia sprowadza się do pomiaru siły ciągnienia Fc. Istnieją różne metody pomiaru parametrów siłowych, np. tensometryczne, hydrauliczne czy piezoelektryczne. Doświadczalne wyznaczenie siły ciągnienia, a tym samym również naprężenia ciągnienia zgodnie ze wzorem (11.6), nie zawsze jest jednak możliwe. W takiej sytuacji wybór wzoru analitycznego, ujmującego wpływ podstawowych parametrów procesu ma bardzo istotne znaczenie.

11.7.1. Opis analityczny naprężenia ciągnienia

W literaturze spotkać można wiele wzorów pozwalających na obliczenie naprężenia bądź siły ciągnienia. Wyprowadzone one zostały w oparciu o różne teorie (np. uproszczonych równań różniczkowych, energetyczną, wariacyjną itp.) oraz przy przyjęciu bardziej lub mniej istotnych założeń, rzutujących na dokładność i wiarygodność uzyskiwanych wyników.

Poniżej przedstawiono niektóre, spośród najczęściej spotykanych w literaturze, wzory na naprężenie ciągnienia, zalecane do obliczeń jako dające dobrą zgodność z wartościami uzyskanymi doświadczalnie [1, 59, 70, 99, 119, 131]. W niniejszym opracowaniu zwrócono uwagę jedynie na wzory stosowane do obliczania crc w procesach ciągnienia pełnych wyrobów okrągłych. Pominięto, jako bardziej złożony, problem obliczania naprężenia ciągnienia w procesach ciągnienia rur. Odpowiednie wzory są jednak dostępne w literaturze [1, 59, 70, 99].

Wzór Sachsa i Hoffmana

1 + A a c = a p k

gdzie: A =

A

t g a ;

1 v d o ;

+ a 0

v d 0 y

a p k - naprężenie uplastyczniające materiału po ciągnieniu, GQ - naprężenie przeciwciągu.

(11.7)

Wzór Gubkina

1 -^0 J

+ 0,125jLi- - + 0,925(1 + ^ ) A / tgamT [ + a 0 (11.8)


gdzie: a=- 1 a a

cos— cos—tg a 2 2 6

-1, b = a +1 ,

Knm + K„ Rrr.n + Rr K ś r = P i k £ - m o ^ m k l u b d o k ł a d n i e j ; K ś r = S 0 "Rmfl +" •Rr c Q mO^c Q l vmk '

Kpi - opór plastyczny materiału, odpowiada granicy plastyczności (R0,2 lub Re), Rmo> Rmk - wytrzymałość na rozciąganie materiału przed i po ciągnieniu, Sci - powierzchnia cylindrycznej części ciągadła, X - współczynnik wydłużenia.

Wzór Avitzura - dla opisu tarcia czynnikiem tarcia:

c . = £ o + 2 f ( a ) l n 2 b . +

p ct

p

a sin a

ctga + m c t g a l n — + m — r k r k

dla opisu tarcia współczynnikiem tarcia (wg Coulomba):

^ + 2 f ( a ) l n ^ + A . 2

Vsm a —etga +2JLI ctga

v a

P r

k l n ^ + ^

r

k rk

(11.9)

(11.10)

gdzie:

f (a) = 1 dla a < 45°, a D EL p 2

lk - długość części cylindrycznej ciągadła

Wzór Pierlina 1

cos 2 a + p

K ś r a + 1 1-

V so ;

rk

(11.11)

gdzie: a=(l + jictga z)cos p-1 ,tg az =

p - kąt tarcia (ja = tg p).

( d p - d k ) t g a d 0 - d k + 21 k tga

Wzór Tarnawskiego 2VH + q + (l + ac) lnA, + cD

1 + rk rk

gdzie: D=l,ó(sin a - N / t ga+ jn 2

A / c tga )>/lnX,

(11.12)


11.7.2. Wpływ parametrów procesu ciągnienia na naprężenie ciągnienia

Z przytoczonych powyżej wzorów analitycznych umożliwiających określenie naprężenia ciągnienia wynika, że jest ono uzależnione od następujących parametrów: wielkości odkształcenia (z), naprężenia uplastyczniającego (ap), kąta ciągnienia (a), współczynnika tarcia (ji), wartości stosowanego przeciwciągu (a 0), długości części cylindrycznej ciągadła (lk). Możemy więc zapisać, że: a c = f (z, a p, a, \I, a 0, lk).

Analiza podanych wzorów prowadzi do wniosku, że naprężenie ciągnienia rośnie wraz ze wzrostem: odkształcenia, własności wytrzymałościowych metalu, współczynnika tarcia i długości części kalibrującej ciągadła. Nieco szerszej analizie należy poddać wpływ na a c pozostałych dwóch parametrów - kąta ciągnienia oraz przeciwciągu.

Wpływ kąta ciągnienia na naprężenie ciągnienia

Analizę wpływu wielkości kąta ciągnienia a na wartość naprężenia ciągnienia prowadzić można zarówno w oparciu o dane eksperymentalne, jak również drogą analityczną. Badania doświadczalne zmierzające do określenia tego wpływu polegają na zastosowaniu szeregu ciągadeł o identycznej średnicy otworu kalibrującego, różniących się jedynie zmieniającym się w szerokim zakresie kątem ciągnienia. Przez tak przygotowane ciągadła ciągnie się pręty wykonane z tego samego materiału, o identycznej średnicy, obróbce cieplnej i stanie powierzchni, przy użyciu takiego samego smaru. Tak więc przy wszystkich innych parametrach procesu stałych, kąt ciągnienia pozostaje jedynym parametrem zmiennym. W trakcie procesu ciągnienia rejestruje się wielkość siły ciągnienia. Wartości OC uzyskuje się korzystając ze wzoru (11.6).

Eksperymenty tego rodzaju, prowadzone przez różnych badaczy, doprowadziły do uzyskania charakterystyki wpływu kąta ciągnienia na <rc, którą ilustruje rysunek 11.17. Jak widać, wraz ze wzrostem gniotu, dla danego kąta a, rośnie naprężenie ciągnienia. Wszystkie krzywe wykazują lokalne minimum. Oznacza to, że dla dowolnej kombinacji parametrów procesu istnieje taki kąt ciągnienia, dla którego naprężenie ciągnienia osiąga wartość minimalną. Kąt, przy którym występuje minimum naprężenia, nazywany jest optymalnym kątem ciągnienia i oznaczany symbolem aopt.

Podobny charakter krzywych obrazujących zmianę naprężenia ciągnienia w funkcji kąta a otrzymać można na drodze analitycznej, wykorzystując podane wcześniej wzory na naprężenie ciągnienia. Wzory

Rys. 11.17. Wpływ kąta ciągnienia na naprężenie ciągnienia - pojęcie kąta optymalne-go [59]


analityczne pozwalają również wyjaśnić fizyczną stronę zjawiska występowania optymalnego kąta ciągnienia. Przykładowo analiza wzorów Avitzura (wzory (11.9) i (11.10)), przy założeniu braku przeciwciągu, pozwala wyodrębnić kilka składowych całkowitego naprężenia ciągnienia - składową potrzebną do idealnego odkształcenia plastycznego, składową traconą na wewnętrzne ścinanie materiału oraz składową na pokonanie sił tarcia na powierzchni styku metalu z ciągadłem. Analiza każdej z tych składowych z osobna, a następnie nałożenie na siebie krzywych opisujących zmianę poszczególnych składowych w funkcji kąta ciągnienia, daje w rezultacie krzywą wypadkową, posiadającą wspomniane wyżej charakterystyczne minimum.

Wyprowadzenie wzoru pozwalającego na analityczne obliczenie optymalnego kąta ciągnienia sprowadza się do określenia minimum funkcji ac = f (a). Przykładowo korzystając ze wspomnianych wzorów Avitzura otrzymamy następujące zależności opisujące optymalny kąt ciągnienia [59]: - przy opisie tarcia czynnikiem tarcia

1 m i n i o 2 rk

przy opisie tarcia współczynnikiem tarcia

< x o p t = J T m l n ^ - (11.13)

copt = 13V3 . o n , rn ^

a ln-^- (11.14)

W literaturze spotkać można wiele wzorów na optymalny kąt ciągnienia, np. wzór Gelei, Hermana, Tarnawskiego czy Wistreicha [59, 70]. Ze wzorów tych wynika, że optymalny kąt ciągnienia zależy od wielkości odkształcenia i współczynnika tarcia, ewentualnie również od wielkości zastosowanego przeciwciągu. Przykładowo z analizy wzoru Tarnawskiego wynika, że wzrost gniotu oraz współczynnika tarcia (dla JLI < 0,25) powoduje zwiększenie a o p t , natomiast wzrost przeciwciągu przesuwa a o p t w kierunku kątów mniejszych. Niektórzy badacze podają, że wartość a o p t zależy również od rodzaju ciągnionego materiału (im twardszy materiał, tym mniejszy kąt a o p t ) oraz od średniej średnicy ciągnionego wyrobu d śr = Yz (do + dk) (im większa średnia średnica, tym większy kąt a o p t).

Wzrost naprężenia ciągnienia dla a > a o p t ma miejsce tylko do pewnej krytycznej wartości kąta ciągnienia [1, 59]. Dla a = a k r pojawia się tzw. strefa martwa. Materiał przylegający do powierzchni ciągadła staje się nieruchomy, a wewnątrz materiału tworzy się nowa powierzchnia ścinania o kącie stożka 2a\ (<X\ < a^). Wewnątrz materiału tworzy się więc „kanał płynięcia", którego obecność wynika z faktu, że płynięcie po nowo utworzonej powierzchni ścinania wymaga mniejszej energii (mocy) niż płynięcie po powierzchni ciągadła. Wynika stąd, że:

K) a = a k r >k) a = a i (n.15) Przy dalszym wzroście kąta ciągnienia w zakresie powyżej płynięcie materiału za

chodzi wciąż po powierzchni ścinania określonej kątem cti, natomiast strefa martwa powiększa się. W momencie, gdy kąt ciągnienia osiągnie pewną graniczną wartość a g r, ustaje płynięcie metalu po powierzchni stożkowej [1]. W takiej sytuacji warstwy powierzchniowe materiału


ulegają skrawaniu, natomiast „rdzeń" przechodzi przez ciągadło nie ulegając żadnemu odkształceniu (prędkość wejściowa materiału v 0 jest równa prędkości wyjściowej vk). Na rysunku 11.18 przedstawiono przebieg zmian naprężenia ciągnienia w funkcji kąta a, z zaznaczeniem kątów charakterystycznych - optymalnego, krytycznego i granicznego.

Wpływ przeciwciągu na naprężenie (siłę) ciągnienia

Przeciwciągiem nazywamy dodatkową siłę zewnętrzną, niezależną od siły ciągnienia, skierowaną przeciwnie do kierunku ruchu ciągnionego materiału. Przeciwciąg w istotny sposób zmienia warunki odkształcenia i wpływa na warunki siłowe i technologiczne procesu ciągnienia. W praktyce przemysłowej ciągnienie z przeciwciągiem stosuje się głównie przy ciągnieniu wielostopniowym.

Liczne badania wykazały, że zastosowanie przeciwciągu zwiększa siłę ciągnienia, lecz przyrost siły ciągnienia jest mniejszy od wartości przyłożonego przeciwciągu. Występuje równocześnie zmniejszenie nacisku metalu na ciągadło, co w efekcie prowadzi do zmiany warunków odkształcenia w stożku zgniatającym ciągadła. Konsekwencją zmniejszonego nacisku metalu na ciągadło jest obniżenie wartości sił tarcia, niższa temperatura odkształcanego metalu oraz zwiększenie trwałości ciągadła. Należy podkreślić, że zmniejszenie siły nacisku metalu na ciągadło (Fm) występuje przy dowolnie małej wartości siły przeciwciągu (F0), podczas gdy wzrost siły ciągnienia (a tym samym naprężenia ciągnienia) ma miejsce dopiero przy przekroczeniu pewnej ściśle określonej wartości przeciwciągu (rys. 11.19). Taką wartość przeciwciągu, po przekroczeniu której obserwuje się wzrost siły ciągnienia, nazywamy siłą przeciwciągu krytycznego i oznaczamy jako F0kr.

Zamiast operować wartością siły przeciwciągu F0, można posługiwać się wielkością naprężenia przeciwciągu a 0, którego wartość oblicza się z zależności:

G 0 = ^ (11.16)

gdzie S 0 jest polem przekroju poprzecznego materiału przed ciągnieniem.

Rys. 11.18. Zmiana naprężenia ciągnienia w funkcji kąta a - pojęcie kąta krytycznego oraz kąta granicznego [1]


Tak więc naprężenie przeciwciągu krytycznego jest równe G o k r = Fokr/So-

W procesie ciągnienia bez przeciwciągu lub ze zbyt małą jego wartością przy wejściu metalu do roboczej części ciągadła następuje szybkie zużywanie się ciągadła i powstają tzw. pierścienie gniotowe. Wyjaśnić to można tym, że przy wejściu metalu do ciągadła występuje pewna niewielka strefa odkształceń sprężystych, w której istnieją stosunkowo duże wartości naprężeń normalnych (badania wykazały, że przewyższają one granicę plastyczności około 5-krotnie) [59, 70]. Jeśli w procesie ciągnienia zastosujemy przeciwciąg równy wartości przeciwciągu krytycznego, to znika strefa odkształceń sprężystych, a tym samym znikają wysokie naciski powodujące szybkie zużycie ciągadła.

Reasumując, wpływ przeciwciągu na proces ciągnienia ująć można w następujących punktach: - siła ciągnienia wykazuje wyraźny

wzrost dopiero po przekroczeniu war-

Rys. 11.19. Zmiana siły ciągnienia Fc i siły nacisku metalu na ciągadło Fm w funkcji przeciwciągu F0

tości siły przeciwciągu krytycznego F0kr, stosując więc przeciwciąg mniejszy od krytycznego uzyskuje się zmniejszenie nacisku metalu na ciągadło bez wzrostu siły ciągnienia; wzrost siły ciągnienia przy F 0 > F0kr jest zawsze mniejszy od wielkości przyłożonego przeciwciągu; wartość przeciwciągu krytycznego zależy od rodzaju ciągnionego materiału i wielkości stosowanego gniotu; im większy jest stopień odkształcenia, tym wyższa jest wartość przeciwciągu krytycznego; obniżenie nacisku metalu na ciągadło przy a 0 < a0kr jest w przybliżeniu równe wartości przyłożonego przeciwciągu, a przy do > aokr zawsze mniejsze niż wielkość przeciwciągu; zastosowanie przeciwciągu równego wartości przeciwciągu krytycznego powoduje zanik strefy odkształceń sprężystych przy wejściu metalu do ciągadła, a tym samym likwiduje wysokie naciski powodujące szybkie zużycie ciągadła w tym obszarze (szczególnie w postaci tzw. pierścieni gniotowych).

11.8. Własności mechaniczne wyrobów ciągnionych

Proces ciągnienia prowadzi się głównie w temperaturze otoczenia, a zatem w temperaturze niższej od temperatury rekrystalizacji większości znanych metali i stopów. W przypadku


plastycznego odkształcenia zachodzącego w temperaturze niższej od temperatury rekrystalizacji, występuje zjawisko umocnienia. Ogólnie, umocnieniem nazywa się całokształt zmian własności metalu w wyniku plastycznego odkształcenia na zimno. Zmianie ulegają własności mechaniczne, elektryczne, magnetyczne i inne, jak na przykład odporność metalu na korozję.

Rozpatrując zmiany własności mechanicznych można stwierdzić, że wraz ze wzrostem umocnienia wzrastają własności wytrzymałościowe (granica plastyczności, wytrzymałość na rozciąganie, twardość), natomiast obniżają się własności plastyczne materiału, do których zaliczamy: wydłużenie, przewężenie i udarność. Jest to zasada, od której niekiedy zdarzają się drobne odstępstwa, można na przykład zaobserwować wzrost przewężenia wraz ze wzrostem wielkości odkształcenia.

Umocnienie, towarzyszące .odkształceniu plastycznemu na zimno, powodowane jest głównie przez oddziaływanie dyslokacji, a dokładnie przez ograniczenie drogi swobodnej ich ruchu. Podczas odkształcenia plastycznego w strukturze metalu zachodzą zmiany powodujące utrudnienie ruchu dyslokacji. Należy w tym miejscu przypomnieć, że odkształcenie plastyczne jest ściśle związane z ruchem (trwałym przemieszczeniem) dyslokacji.

Naprężenie styczne konieczne do przemieszczania się dyslokacji jest proporcjonalne do pierwiastka kwadratowego z gęstości dyslokacji. Odkształcenie plastyczne prowadzi do wzrostu gęstości dyslokacji w wyniku działania źródeł Franka-Reada oraz na skutek rozmnażania się dyslokacji przy wielokrotnym poślizgu poprzecznym. W efekcie wzajemnego oddziaływania dyslokacji tworzą się złożone konfiguracje i bariery. Tworzą się dyslokacje osiadłe (np. typu Lomera-Cottrella), mało ruchliwe uskoki (powstałe w wyniku przecięcia się dyslokacji), które powodują hamowanie bądź też blokowanie ruchu dyslokacji. Oznacza to, że w miarę wzrostu odkształcenia należy przykładać coraz większe naprężenia, aby doprowadzić do ruchu dyslokacji, a co za tym idzie, do dalszego odkształcenia plastycznego.

Poza tym w wyniku odkształcenia plastycznego następuje rozdrobnienie ziarn, a tym samym zmniejsza się droga swobodna ruchu dyslokacji, dla której granice ziarn stanowią przeszkodę. Wszystko to sprawia, że postępujące odkształcenie plastyczne wymaga użycia coraz większych sił zewnętrznych, oraz prowadzi do zmian własności odkształcanego metalu.

11.8.1. Wpływ parametrów procesu ciągnienia

Podstawowym parametrem procesu ciągnienia determinującym własności mechaniczne wyrobów ciągnionych jest wielkość zadanego odkształcenia. Obowiązuje tutaj ogólna zasada, że im większe odkształcenie, tym wyższe własności wytrzymałościowe i tym niższe własności plastyczne.

Na rysunku 11.20 przedstawiono charakter zmian własności mechanicznych drutów ciągnionych w zależności od wielkości gniotu procentowego. Jak widać, wraz ze wzrostem gniotu wzrasta wytrzymałość na rozciąganie, granica sprężystości i granica plastyczności materiału. Dla gniotów większych (od około 80 %) wzrost tych własności jest bardzo szybki, co dowodzi występowania bardzo intensywnego umocnienia.

Zmiany przewężenia drutów patentowanych wraz ze wzrostem gniotu (rys. 11.20) są stosunkowo niewielkie, natomiast wydłużenie dla gniotów większych (od 20 %) przyjmuje bar-


dzo małe wartości. Dla drutów niepatentowanych i prętów obserwuje się bardzo szybkie obniżenie wydłużenia w zakresie gniotów małych, po czym występują już niewielkie zmiany tej własności wraz ze wzrostem gniotu (rys. 11.21).

Ilość skręceń zmniejsza się wraz ze wzrostem gniotu (rys. 11.20), przy czym obserwuje się takie zakresy gniotów, gdzie ilość skręceń jest nieomal stała bądź też wzrasta (szczególnie dla drutów patentowanych). Podobny charakter zmian wykazuje ilość przegięć. Dla drutów patentowanych ilość przegięć wykazuje tendencję wzrostu, natomiast dla drutów niepatentowanych obserwuje się wyraźny spadek ilości przegięć w zakresie gniotów małych i średnich. Panuje pogląd, że maksymalną ilość przegięć w drucie ciągnionym uzyskuje się dla gniotu całkowitego 60^70 %. Czasami można uzyskać wysoką liczbę przegięć przy gniocie większym, nawet w granicach 80- 90 %.

Na charakter zmian własności mechanicznych wywiera wpływ nie tylko wielkość, lecz również sposób realizacji odkształcenia. Nie bez znaczenia jest wielkość gniotów częściowych, ich rozkład (malejące, rosnące) oraz wielkość gniotu w ostatnim ciągu. Należy tutaj pamiętać, że wymaganą wielkość odkształcenia całkowitego (np. gniot równy 90 % przy ciągnieniu drutów) zrealizować można stosując różne kombinacje gniotów częściowych. Istnieje ogólna zasada, że dla uzyskania dużej wytrzymałości drutu na rozciąganie należy stosować małą ilość ciągów o dużych gniotach pojedynczych, natomiast dobre własności plastyczne (przede wszystkim ilość skręceń) otrzymuje się stosując dużą ilość ciągów o możliwie małych gniotach [119].

A B a) b)

Rys. 11.20. Zmiana własności mechanicznych: wytrzymałościowych (A) i plastycznych (B), drutów ciągnionych ze stali zawierającej [59]: a) 0,03 % C - wyżarzony, b) 0,35 % C - patentowany


(O Q. 2

i

1300

1200

1100

1000

900

800

700

600

500

400

25

20

15

10

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50

Przy stałej wielkości odkształcenia własności mechaniczne wyrobów ciągnionych są uzależnione od wielkości kąta ciągnienia a. Zjawisko to jest ściśle związane z występującą wewnątrz materiału nierównomiernością odkształcenia (podrozdz. 11.5). Wcześniej wykazano, że wzrost kąta ciągnienia prowadzi do wzrostu dodatkowych odkształceń postaciowych, będących wynikiem wewnętrznego ścinania. Wzrost kąta a powoduje zmniejszenie powierzchni kontaktu materiału z ciągadłem, z czym związany jest wzrost nacisków na powierzchni styku metal - ciągadło oraz pogorszenie warunków smarowania. Wszystko to sprawia, że ciągnienie przy stosowaniu większych kątów prowadzi do wzrostu własności wytrzymałościowych materiału przy równoczesnym pogorszeniu jego własności plastycznych.

r~Na własności mechaniczne wyrobów ciągnionych wywiera również wpływ prze-ciwciąg, prędkość ciągnienia, rodzaj stosowanego smaru i warstwy podsmarowej oraz panująca w obszarze odkształcenia temperatura. Czynniki te wzajemnie na siebie oddziaływują i trudno jest jednoznacznie określić wpływ każdego z nich oddzielnie na własności mechaniczne.fPrzy-kładowo, wzrost tarcia prowadzi do wzrostu dodatkowych odkształceń postaciowych, lecz równocześnie obserwuje się wyższą temperaturę w obszarze odkształcenia, która doprowadzić może do obniżenia własności wytrzymałościowych. Wzrost prędkości ciągnienia ułatwia z reguły lepsze zabieranie smaru do strefy odkształcenia, lecz równocześnie wzrasta temperatura, która ma duży wpływ na własności smaru, a co za tym idzie, na współczynnik tarcia.

Rys. 11.21.

z, %

Zmiana wytrzymałości na rozciąganie Rm i wydłużenia względnego A!oo w funkcji gniotu dla prętów ze stali 45 normalizowanych przed ciągnieniem [59]

11.8.2. Wpływ obróbki ciepłnej

Stosowanie różnych zabiegów obróbki cieplnej przed ciągnieniem ma na celu ukształtowanie odpowiedniej struktury metalu, podatnej na odkształcenie plastyczne, a jednocześnie gwarantującej uzyskanie wymaganych własności mechanicznych i eksploatacyjnych po ciągnieniu.

W zależności od gatunku stali, wymiarów oraz wymaganych własności wyroby stalowe mogą być poddawane przed ciągnieniem następującym zabiegom obróbki cieplnej: - patentowaniu, - wyżarzaniu normalizującemu, - wyżarzaniu rekrystalizującemu,

wyżarzaniu zmiękczającemu,


- ulepszaniu cieplnemu. Możliwe jest również stosowanie obróbki cieplno-plastycznej - wysokotemperaturowej i

niskotemperaturowej. Jest to jednak już pewien rodzaj technologii ciągnienia, a nie rodzaj obróbki cieplnej.

Stal o danym składzie chemicznym będzie wykazywać różne własności początkowe i różną podatność na odkształcenie plastyczne, w zależności od rodzaju zabiegu obróbki cieplnej poprzedzającej ciągnienie. Stale patentowane posiadają jednorodną, drobną strukturę będącą drobnopłytkową mieszaniną ferrytu i cementytu, która charakteryzuje się dobrą podatnością na odkształcenie plastyczne oraz możliwymi do uzyskania wysokimi własnościami wytrzymałościowymi (rys. 11.20). Podobne cechy posiadają stale ulepszane cieplnie przed ciągnieniem, przy czym własności mechaniczne są silnie uzależnione od temperatury odpuszczania.

Rodzaj obróbki cieplnej poprzedzającej ciągnienie oraz obróbki cieplnej po zakończeniu ciągnienia wywiera podstawowy wpływ na własności mechaniczne wyrobu gotowego. Przeprowadzono na przykład badania zmian własności mechanicznych prętów ciągnionych ze stali 45 i 40H, uzyskanych dla trzech różnych zabiegów obróbki cieplnej: wyżarzania normalizującego, ulepszania cieplnego oraz wysokotemperaturowej obróbki cieplno-plastycznej (WOCP) [59]. Zaobserwowano znaczne różnice we własnościach wytrzymałościowych oraz fakt wzrostu wydłużenia Am w funkcji gniotu dla przypadku stosowania WOCP. Przykładowo, dla stali 45 zastosowanie WOCP do procesu ciągnienia pozwala na uzyskanie wzrostu Rm i R0r2 o około 100 % oraz wydłużenia (w zakresie gniotów 12,5^22,5 %) o około 55 % w porównaniu z własnościami prętów ciągnionych ze stanu normalizowanego. Podobne zmiany własności otrzymuje się dla stali 40H oraz dla innych gatunków stali, dla których możliwe jest stosowanie zabiegów WOCP lub też ulepszania cieplnego przed ciągnieniem.

11.8.3. Niejednorodność własności wyrobów ciągnionych

Nierćwnomierność odkształcenia opisana w podrozdziale 11.5 jest przyczyną, występowania niejednorodnych własności na przekroju poprzecznym ciągnionych wyrobów. Na skutek obecności dodatkowych odkształceń postaciowych (odkształceń zbędnych), osiągających wartość maksymalną na powierzchni wyrobu, mamy do czynienia z tzw. dodatkowym umocnieniem. Umocnienie wynikające z odkształcenia jednorodnego wystąpi jedynie w osi ciągnionego wyrobu. W miarę oddalania się od osi metal wykazywał będzie coraz większe umocnienie, a zatem oczekiwać należy wzrostu własności wytrzymałościowych i zmniejszania się własności plastycznych.

Z cytowanych przez Pierlina wyników badań różnych autorów wynika, że zmiany własności plastycznych na przekroju poprzecznym są inne od oczekiwanych [59]. Na rysunku 11.22 zobrazowano charakter zmian przewężenia i wytrzymałości na rozciąganie w warstwach centralnych i przypowierzchniowych ciągnionych prętów o średnicy 18,5 mm. Warstwy centralne wykazują dla.danego gniotu mniejsze przewężenie niż warstwy przypowierzchniowe, mimo że rozkład odkształceń sugeruje zależność odwrotną. Wraz ze wzrostem gniotu przewężenie warstw przypowierzchniowych praktycznie nie zmienia się, natomiast przewężenie warstw centralnych bardzo wyraźnie się zmniejsza. Zjawisko to należy tłumaczyć faktem, że


(O O.

0£

Rys. 11.22.

warstwy centralne odkształcają się głównie w wyniku działania naprężeń rozciągających, natomiast warstwy przypowierzchniowe - w wyniku działania naprężeń ściskających. Różnice stanu naprężenia w omawianych warstwach są przyczyną występowania różnic własności plastycznych metalu. Nie bez znaczenia są tutaj również występujące w materiale wady, szczególnie mikro-, a nawet makropęknięcia, które najczęściej pojawiają się w warstwach leżących blisko osi ciągnionego metalu, obniżając znacznie własności plastyczne.

O nierównomierności własności wytrzymałościowych na przekroju ciągnionych wyrobów można wnioskować na podstawie pomiarów twardości, w myśl zasady - większemu umocnieniu odpowiada większa twardość. Hundy i Singer stosowali pomiary twardości m.in. w procesie ciągnienia drutów miedzianych (rys. 11.23) [97]. Jak wynika z rysunku, twardość wzrasta w kierunku od warstw centralnych do powierzchni wyrobu. Zaobserwowano spadek nierównomierności rozkładu twardości w miarę wzrostu stopnia odkształcenia. Wyniki takie są zgodne z oczekiwaniami, gdyż większe odkształcenia zbędne, które są podstawową przyczyną niejednorodności odkształcenia, występują przy mniejszych gniotach dla ustalonego kąta ciągnienia.

W literaturze często można zetknąć się z pomiarami twardości jako jedną z metod analizy procesów przeróbki plastycznej metali. Wyniki pomiarów twardości odzwierciedlają zachowanie się materiału w procesie odkształcenia. Należy podkreślić, że własności mechaniczne wyrobów ciągnionych wyznaczane w próbie rozciągania, są wartościami średnimi otrzymanymi w wyniku superpozycji własności poszczególnych warstw metalu. Na tym tle pomiary twardości stwarzają możliwość analizy własności mechanicznych w skali lokalnej, w poszczególnych punktach na przekroju wyrobu. Analiza taka może być zarówno jakościowa, jak i ilościowa, przy zastosowaniu odpowiednich formuł opisujących korelacje twardości z innymi własnościami [97].

Zmiany przewężenia Z oraz wytrzymałości na rozciąganie Rm w warstwach centralnych (linie przerywane) i przypowierzchniowych (linie ciągłe) ciągnionych prętów w zależności od gniotu z [59]

120

110

100 •

o

I 90

80

70

60

50

i *

r - - '

1.5 1,0 0,5 0 0,5 1,0 1,5 od leg łość od środka, mm

Rys. 11.23. Rozkłady twardości na średnicy drutu miedzianego, ciągnionego przez ciągadła o stałym kącie ciągadła 2cc = 30°, dla różnych wartości gniotu [97]

12. Procesy tłoczenia 261

12. PROCESY TŁOCZENIA

12.1. Materiały do tłoczenia

Spośród wielu wyrobów przemysłu hutniczego, do tłoczenia stosowane są blachy i taśmy stalowe oraz blachy i taśmy z metali nieżelaznych. Blachy stalowe często są używane jako powlekane innymi materiałami. Najczęściej spotykanymi materiałami wśród metali nieżelaznych to: blachy i taśmy miedziane, mosiężne, aluminiowe i cynkowe. Rzadziej do procesu tłoczenia stosowane są tworzywa sztuczne W przypadku np. tworzyw termoplastycznych, niezbędne jest, przed tłoczeniem podgrzanie do temperatury ich mięknięcia. Najważniejsze jest określenie kryteriów doboru materiału do tłoczenia.

12.LI. Kryteria dobom blach do tłoczenia

Materiał stosowany do wytwarzania wyrobów tłoczonych powinien nie tylko odpowiadać przeznaczeniu i warunkom eksploatacyjnym, lecz również wymaganiom technologicznym, wynikającym z charakteru i stopnia wymaganego odkształcenia. Własności technologiczne materiału są określane za pośrednictwem jego własności mechanicznych, które zależą głównie od składu chemicznego, struktury i wielkości ziaren, obróbki cieplnej i stopnia zgniotu. Duży wpływ na własności technologiczne i mechaniczne materiałów walcowanych na zimno, stosowanych w tłocznictwie, ma stopień zgniotu przy walcowaniu oraz charakter obróbki cieplnej.

Wskaźnikami, które najpełniej charakteryzują własności technologiczne materiału są wskaźniki plastyczności. Zalicza się do nich: - względne przewężenie (Z) z próby rozciągania, - równomierne wydłużenie względne (Ar) lub odpowiadające mu równomierne przewężenie

względne (Zr), - stosunek umownej granicy plastyczności (R02) do wytrzymałości na rozciąganie (Rm); w

odniesieniu do większości metali im mniejszy jest stosunek (R02/Rm) tym większe jest przewężenie (Zr). Stosunek (R02/Rm) dla blach stalowych głęboko-tłocznych nie powinien być większy niż 0,7, nawet w przypadku, gdy wskaźnik całkowitego wydłużenia (A) mieści się w dopuszczalnym zakresie [66, 70].

Biorąc pod uwagę zdolność do odkształceń plastycznych materiały stosowane do tłoczenia klasyfikuje się na grupy: - materiały małoplastyczne - bardzo mało umacniające się; Z r= 0,10-^0,15 (np. stal o śre

dniej zawartości węgla typu (35) do (50), stal 12HMN i inne); - materiały średnioplastyczne - mało umacniające się; Z r = 0,15-^0,20 (stale typu (20) do

(30), stale chromowo-niklowe, aluminium o znacznym stopniu umocnienia); - materiały plastyczne - średnio umacniające się; Zr = 0,20-^0,25 (stale nisko węglowe typu

(08), (10), (15), mosiądz, wyżarzone aluminium);


materiały bardzo plastyczne - silnie umacniające się; Z r = 0,25- -0,30 (stal 1H18N9T po przesycaniu, wyżarzona miedź, stopy tytanu, stopy permalloy i kowar). Duży wpływ na własności technologiczne i przydatność blach do tłoczenia ma struktu

ralna postać węgla (ujemny wpływ strukturalnie swobodnego cementytu), wielkość i kształt ziaren ferrytu, stan powierzchni (brak widocznych linii poślizgu przy odkształceniu i tzw. „skórki pomarańczowej"). Stwierdzono, że linie poślizgu powstają w przypadku stali wyżarzonej, o wyraźnej granicy plastyczności (górnej i dolnej) przy rozciąganiu. Powstają one wskutek tego, że przy odkształcaniu w zakresie górnej i dolnej granicy plastyczności metal nie umacnia się, co powoduje powstawanie miejscowych odkształceń. Brak jest wówczas możliwości kontroli odkształcenia przez siłę. Niekiedy powierzchniowe linie poślizgów są wynikiem procesów starzenia np. przy długim przechowywaniu blachy po walcowaniu na zimno. Do budowy nadwozi samochodowych jest stosowana nie starzejąca się blach stalowa odtleniana aluminium lub tytanem. „Skórka pomarańczowa" występująca na powierzchni blachy, charakteryzuje się porowatą, szorstką powierzchnią.

W celu zapobieżenia powstawaniu linii poślizgów i „skórki pomarańczowej" poddaje się cienką blachę stalową (przed wytłaczaniem) wstępnemu walcowaniu na zimno, z małym gniotem (około 2%) [95], nie większym jak (5%) [66]. Jak wynika z doświadczenia, wstępne walcowanie blachy bezpośrednio przed wytłaczaniem nie tylko zapobiega tworzeniu się linii poślizgu, lecz również polepsza jej własności sprzyjające wytłaczaniu.

W przypadku blachy stalowej cienkiej do głębokiego tłoczenia wymagane jest: drobne, równomierne ziarno: - w blasze stalowej o grubości do 2 mm - 26 -37 um [96], a jak podają autorzy [66] prze

ciętna wielkość ziarna winna wynosić 24^34 um, oraz przy szczególnie głębokim wytłaczaniu 24- 27 um, blachy mające ziarno większe niż 34 um mają szorstką powierzchnię („skórka pomarańczowa") i przy małych ich grubościach nie nadają się do wytłaczania,

- w blasze stalowej o grubości ponad 3 mm - średnia wielkość ziarna powinna się zawierać w zakresie 37^52 um wg [96], a wg autorów [66] zalecane są mniejsze ich wielkości, przy stosunku osi ziaren do (1,4-5-1,5),

- brak struktury pasmowej, - brak strukturalnie wolnego cementytu, - brak wtrąceń niemetalicznych itp.

Z wielu przeprowadzonych doświadczeń wynika również, że przy wytłaczaniu w tłocznikach z progami ciągowymi blacha stalowa odznaczająca się dobrą tłocznością powinna mieć następujące własności: - rzeczywiste naprężenie rozciągające a m = 420^-500 MPa, - względne przewężenie równomierne Z r= 20- 25%.

Praktyczne uwagi dotyczące zwiększenia wytrzymałości niebezpiecznego przekroju -zwiększone naprężenia rozciągające przy wytłaczaniu części o kształcie kulistym z użyciem progów ciągowych - w przypadku stali nisko-węglowych w gatunku 08 lub 10 sugeruje się przeprowadzenie obróbki cieplnej (hartowanie przy 860-r900°C, odpuszczanie przy 650°C).

Przy doborze właściwego materiału do konkretnego procesu technologicznego w warunkach przemysłowych, należy spełnić dodatkowe wymagania, wynikające z prawa pełnego


geometrycznego podobieństwa miseczek wytłoczonych w próbie, do wyrobów rzeczywistych. Tylko w takich warunkach współczynniki ciągnienia (wytłaczania) - m = di/D0 będą wyrażały odkształcenia porównywalne. Należy zatem uwzględnić: - podobieństwo geometryczne przedmiotów (bez kołnierza, z kołnierzem, z dnem płaskim,

wypukłym, ze skosami itp.), - podobieństwo wsadu (krążków), wyrażające się stosunkiem (go/Do), - odchylenie od geometrycznego podobieństwa względnych promieni krawędzi matrycy

i stempla (rm/g0), (rs/g0). Charakteryzując typowe materiały stalowe stosowane w budowie nadwozi samochodo

wych [37] podano ich podział i ogólną charakterystykę zgodnie z PN-87/H-92143. Blachy mogą być dostarczane w arkuszach (bez wyróżnika w oznaczeniu), blachy w kręgach (z wyróżnikiem „K"), taśmy cięte z blach (oznaczane wyróżnikiem „c").

Ze względu na jakość powierzchni blach i taśm rozróżnia się trzy rodzaje powierzchni: la - blachy w arkuszach, przeznaczone na zewnętrzne elementy nadwozi samochodów oso

bowych, podlegające powlekaniu galwanicznemu; Ib - blachy i taśmy przeznaczone na widoczne wewnętrzne elementy nadwozi samochodów

osobowych i zewnętrzne elementy innych pojazdów; II - blach i taśmy o zwykłej jakości powierzchni, o różnym wyglądzie, przeznaczone na we

wnętrzne elementy pojazdów. Ze względu na wymagany stopień wykończenia powierzchni, określony przez dopusz

czalną chropowatość (Ra), blachy rodzaju la i Ib dzieli się na: bez określania chropowatości (bez wyróżnika), chropowatą (z wyróżnikiem „r" - Ra powyżej 1,6 do 3,0 jam), matową (z wyróżnikiem „m" - Ra powyżej 0,8 do 1,6 jam), gładką (błyszczącą) (z wyróżnikiem „g" - Ra do 0,8 um).

W zależności od własności mechanicznych i technologicznych blachy karoseryjne dzieli się na pięć kategorii: USB - blachy na najtrudniejsze wytłoczki, SSB - blachy na szczególnie trudne wytłoczki, SB - blachy na bardzo trudne wytłoczki, B - blachy bardzo głęboko-tłoczne, G - blachy do głębokiego tłoczenia.

Ponadto poza zastosowaniem blach na elementy nadwozi samochodowych, wyróżniamy jeszcze dwie kategorie z przeznaczeniem na mniej odpowiedzialne elementy gięte i tłoczone: T - tłoczna, P - płytko-tłoczna.

Wstępną kwalifikację blach do odpowiedniej kategorii można przeprowadzić stosując próbę tłoczności metodą Erichsena. Przykładowo dla blachy o grubości 0,8 mm wskaźnik IE2o dla odpowiednich kategorii podano w tabeli 12.1.

Do wyrobu blach na nadwozia samochodów kategorii USB, SSB, SB stosuje się stal o zwiększonej odporności na starzenie. Stal taka zawiera pierwiastek odtleniający, np. aluminium. Do wyrobu blach kategorii B i G stosuje się stal nieuspokojoną. Mikrostruktura blach karoseryjnych o zwiększonej odporności na starzenie powinna zawierać ferryt o ziarnach wy-


dłużonych i jednorodnych, o wielkości ziarna klasy 7 lub niższej wg PN-84/H-04507/00, a dla blachy kategorii B i G wg klasy 7-9. Nie dopuszcza się znaczących wydzieleń cementytu płytkowego na granicach ziaren (PN-63/H-04504) [36].

Tabela 12.1. Własności mechaniczne i technologiczne blach stosowanych w procesach tłoczenia wg PN-87/H-92143 i PN-81/H-92121 [37, 66]

Kategoria blach

Grubość blachy

Własności mechaniczne i technologiczne |

Kategoria blach

Grubość blachy R<)2

A5 0, (dla g < 2 mm,

10 = 50 mm, b0= 12,5 mm)

R min.

n min.

IE2o 1 (min.) (dla

g = 0,8 mm)

Kategoria blach

mm MPa % - - mm USB 0,6 - 2,0 - - - 1,5-1,4 0,2 -SSB

0,5-2,5

>150 280 - 340 38 - - 10,40 SB

0,5-2,5

>150 280-350 35 - - 10,20 B 0,5-2,5 - 250-390 32 - - 10,00 G 0,5-2,5 - 250-410 28 - - 9,50 T

0,5-2,5 - 250-410 25 - - 9,30

P

0,5-2,5

- do 490 23 - - 7,80 1 Ze względu na dokładność wykonania wymiarów grubości wymienić należy trzy grupy:

1) blachy zwykłej dokładności wykonania grubości - bez wyróżnika - dla grubości 0,8 mm dopuszczalna odchyłka grubości ±0,09 mm,

2) blachy o podwyższonej dokładności wykonania grubości - z wyróżnikiem „pg" - dla grubości 0,8 mm dopuszczalna odchyłka grubości ±0,07 mm,

3) blachy o wysokiej dokładności wykonania grubości - z wyróżnikiem „wg" - dla grubości 0,8 mm dopuszczalna odchyłka grubości ±0,06 mm. Przykładowe oznaczenie blachy przeznaczonej na nadwozia samochodów

Ia-m-SSB 0.8 wgX1500X3000. Jest to blacha w arkuszach, rodzaju i jakości powierzchni (la), o matowym (m) stopniu

wykończenia powierzchni, z przeznaczeniem na szczególnie trudne wytłoczki (SSB), pierwszej jakości, o grubości 0,8 mm, wysokiej dokładności wykonania wymiaru grubości (wg), o szerokości 1500 mm i długości 3000 mm.

12.1.2. Nowoczesne materiały do tłoczenia

Znaczny rozwój przetwórstwa blach, związany z rozwojem motoryzacji, nowych technologii i materiałów stosowanych do tłoczenia, wyznacza kierunki nowych badań i poszukiwań. Kryteria - jakim muszą odpowiadać nowoczesne materiały, można ująć następująco: - tłoczność, - możliwość stosowania w automatycznych liniach produkcyjnych, - odporność na korozję, - wytrzymałość,


- estetyka i funkcjonalność. Głównym celem wprowadzania nowych gatunków materiałów do produkcji blach głębo-

ko-tłocznych, o podwyższonej wytrzymałości z przeznaczeniem dla motoryzacji, jest zmniejszenie masy elementów tłoczonych konstrukcji pojazdów [62, 91]. Pozwala to na zmniejszenie grubości, a kompensowanie strat wytrzymałości właśnie przez zastosowanie blachy o wyższej wytrzymałości. Na rysunku 12.1 przedstawiono wzrost zastosowania stali o podwyższonej wytrzymałości stosowanych na elementy nadwozi samochodowych i zmniejszenie masy zmontowanych płatów w związku ze zmniejszeniem grubości.

Ogólnie stwierdza się, że im większa staje się wytrzymałość tym bardziej zmniejsza się zdolność do kształtowania. Problemami w procesach kształtowania elementów tłoczonych są: „zmarszczki", ugięcia powierzchni, sprężynowanie, pęknięcia - szczególnie w procesach wywijania obrzeża - oraz większa zdolność do „zacierania się" powierzchni roboczych narzędzi. Do tej pory powszechnie stosowano materiały o średnim poziomie wytrzymałości na rozciąganie, wynoszącym do 400MPa, a w najbliższej przyszłości oczekuje się, że ta bariera zostanie przekroczona. Należy jednak liczyć się ze wzrostem trudności przy tłoczeniu. Przykładowe propozycje takich materiałów podano w tabeli 12.2.

Na żywotność nadwozia samochodu bardzo istotny wpływ ma antykorozyjna właściwość kształtowanego płata. Należy zauważyć, że antykorozyjne własności materiału muszą sprostać krytycznym warunkom środowiska, które z czasem są coraz gorsze i nieprzewidywalne. Obecnie właściwości antykorozyjne uzyskuje się w wyniku pokrycia blachy stalowej warstwą cynku, stopu Fe-Zn lub Fe-P. Lepsze własności antykorozyjne uzyskuje się w wyniku pokrycia wielowarstwowego, ale pogarsza to zdolność materiału do kształtowania. Pojawiają się wówczas uszkodzenia pokrywającej warstwy np.: pęknięcia, „proszkowanie", łuszczenie się, zacieranie. Wymienione uszkodzenia warstwy pokrywającej obserwowane są głównie w obszarach dużych nacisków, np.: promienie zaokrągleń, obszary progów ciągowych. Aby zmniejszyć udział niekorzystnych zjawisk w procesach kształtowania blach stosuje się wysoko aktywne powierzchniowo warstewki smaru, jak również właściwy dobór odpowiednio wytrzymałych materiałów pokrywających (Fe-Zn, Fe-P).

1975 1980 1985 1990 lata

Rys. 12.1, Wzrost zastosowania stali o podwyższonej wytrzymałości i zmniejszenie masy stosowanych wytłoczek w kolejnych latach [37]: A - zużycie stali o podwyższonej wytrzymałości, B - stosunek masy materiału do jego powierzchni


Tabela 12.2. Własności mechaniczne i skład chemiczny dla wybranych gatunków stali o podwyższonej wytrzymałości po ogniowym galwanizowaniu i wygrzewaniu w temperaturze 100°C przez lh [88]

1 Parametr UCLBH 180 IF 180 IF 260 1 Nazwa Jednostki 1 Skład chemiczny

C

ppm

20 25 30 N

ppm

20 30 30 S

ppm

30 60 60 Ti

ppm 80 200 150

Nb ppm 0 250 350 P

ppm 450 550 700

Mn

ppm

1000 1000 10 000 B

ppm

0 8 8 N

ppm

20 30 30 Własności mechaniczne

MPa 195 200 280 1 MPa 315 340 405

A 8 0 % 44 40 34

n 9 0 - 0.215 0.225 0.200 R90 - 2,4 2,4 1,9 R - 1.85 1.90 1.55

Stosowane są również blachy stalowe o grubościach od 0,15 do 1,6 mm z pokryciem warstewką polimeru o grubości 30+100 um jako najbardziej odpowiednie do procesu kształtowania elementów nadwozi, wykazując duże zdolności tłumienia drgań. Występują jednak większe tendencje do fałdowania i rozwarstwiania się tych materiałów.

Kształtowanie dużego elementu nadwozia z jednolitego arkusza blachy ma wiele korzyści, to jednak procentowe wykorzystanie materiału w tego typu wy tłoczkach jest stosunkowo niskie, a ponadto opory kształtowania mogą być duże. Wprowadzono nowy system przygotowania wsadu, polegający na stosowaniu zgrzewania laserowego, tzw. zszywania wykrojki. Oddzielne małe elementy blachy na karoserię scalane są razem przez precyzyjne zgrzewanie laserem, dzięki czemu współczynnik wykorzystania materiału zwiększa się. Tego typu metoda pozwala na uzyskanie pożądanego, optymalnego geometrycznie wsadu, którego połączone elementy mogą być różnej grubości z odpowiednim pokryciem antykorozyjnym [37].

Etapy rozwoju blach i przykłady stosowanych do tłoczenia przedstawiono w tabeli 12.3. W ostatnim czasie do tłoczenia stosowane są materiały o znacznie rozszerzonym zakresie

użytkowym, jak również blachy o szczególnych wymaganiach i zastosowaniach z różnymi zabezpieczeniami antykorozyjnymi. Najczęściej jednak stosowaną w praktyce przemysłowej jest blacha z warstwą ochronną w postaci powłoki cynkowej (PN-89/H-92125) [37].

W zależności od rodzaju powłoki cynku rozróżnia się blachy i taśmy: - o powłoce Zn z kwiatem - oznaczone wyróżnikiem „Z", - o powłoce Zn ze zmniejszonym kwiatem - oznaczone wyróżnikiem. „ZM",


Tabela 12.3. Materiały do tłoczenia i ich charakterystyka [62, 91]

Typ blachy Charakterystyka Blachy głęboko tłoczne, karoseryjne Rm< 400 MPa; A50> 45 %; rśl> 1.75 Blachy tłoczne ze stali o podwyższonej wytrzymałości

08JNb - stal mikrostopowa (Rm ok. 450 MPa) Stale umocnione roztworowo i dyspersyjnie: 08JVN - stal mikrostopowa (Rm ok. 500 MPa) 08JNbVN - stal martenzytyczno-ferrytyczna (Rm ok. 800MPa) Stal ze zwiększonym dodatkiem manganu: 08G3A - stal martenzytyczno-ferrytyczna (Rm ok. 900 MPa)

Blachy z materiałów typu IF i BH oznaczone jako: DQ-R = 1.5, n = 0.21, DDQ-R = 1.8, n = 0.23, EDDQ - R = 2.2, n = 0.25, S-EDDQ - R = 2.7, n = 0.27 Przykładowe własności w tabeli 12.2: ULC BH180; IF180; IF220; IF260

Blachy do elektrolitycznego i ogniowego cynkowania; szczególne mała zawartość (C) (ULC) już od 20 ppm, do 0.003 - 0.006% max. do 0.08%; bardzo dobra tłoczność, zdolność pochłaniania energii przy dynamicznym odkształceniu, umocnienie przy wypalaniu lakieru; umocnienie roztworowe i dyspersyjne

! Blachy głęboko-tłoczne, pokrywane powłokami metalicznymi, foliami lub lakierami

Trudności przy kształtowaniu - nietrwałość powłok ochronnych lub dekoracyjnych

1 Blachy platerowane, wielowarstwowe, z przekładkami z tworzyw sztucznych

Do specjalnych zastosowań, zarówno o specjalnych wymaganiach wytrzymałościowych jak również specjalnych warunkach pracy

Blachy perforowane Na specjalne konstrukcje - ażur Blachy łączone - Tailored Blanks Łączone blachy o różnych grubościach i różnych własno

ściach

- o powłoce Zn wygładzonej - oznaczone wyróżnikiem „W", - o powłoce Zn z warstwą stopową - oznaczone wyróżnikiem „ZS".

W zależności od nominalnej grubości powłoki cynku rozróżnia się blachy i taśmy o grubości powłoki cynku 100, 200, 275, 350, 450 g/m2 - oznaczone odpowiednio wyróżnikami 100, 200, 275,350,450.

Pozostałe oznaczenia obowiązują takie jak dla blach bez powłoki ochronnej i zgodnie z ww. normą.

W ograniczonym zakresie, ale są również stosowane do produkcji elementów nadwozi samochodowych stopy aluminium. Są one w stosunku do stali znacznie lżejsze i mogą najbardziej wpłynąć na zmniejszenie masy nadwozia. Z materiałów tego typu, jak dotychczas, wykonywane są jedynie nadwozia niektórych samochodów sportowych. Wysoki koszt materiałów, trudności występujące podczas tłoczenia oraz konieczność stosowania dodatkowych operacji, powoduje, że materiał tego typu nie jest szeroko stosowany w zwykłych samochodach. Stopy aluminium wykazują słabą zdolność do kształtowania, odznaczają się przy tym dość dużym sprężynowaniem z uwagi na mniejsze moduły Younga w porównaniu ze stalą, co jest wyjątkowo niepożądane w procesach tłoczenia [37].


12.1.3. Nierównomierność (anizotropia) własności błach

Typowymi własnościami anizotropowymi są własności mechaniczne (jak twardość, granica plastyczności, wydłużenie, moduł sprężystości) oraz własności fizyczne (optyczne, magnetyczne, elektryczne, chemiczne i cieplne) [94]. Kierunkowe własności poszczególnych ziaren nie mają wpływu na anizotropię własności materiałów polikrystalicznych pod warunkiem, że ich orientacje krystalograficzne są statystycznie przypadkowe. Sytuacje takie występują jednak stosunkowo rzadko (głównie w materiałach otrzymywanych metodą metalurgii proszków). W procesie krystalizacji, jak również podczas kierunkowej przeróbki plastycznej (walcowanie, ciągnienie) lub rekrystalizacji występuje tendencja przyjmowania przez ziarna pewnej określonej orientacji, co oczywiście wywołuje anizotropię własności również materiału polikrystalicznego.

W zależności od sposobu powstawania uprzywilejowanej orientacji ziaren rozróżniamy tekstury krystalizacji, odkształcenia i wyżarzania (rekrystalizacji). Tworzenie uprzywilejowanych orientacji polega na ustawieniu się ziaren określonym kierunkiem krystalograficznym równolegle do osi ciągnionego drutu lub w procesie walcowania blach. Określona płaszczyzna krystalograficzna ustawia się równolegle do płaszczyzny walcowania, a określony kierunek do kierunku walcowania, jest to np. tekstura {100} <110>. Rzeczywistą teksturę przedstawia się za pomocą tzw. figur biegunowych. Figura biegunowa jest rzutem stereograficznym biegunów określonych płaszczyzn krystalograficznych we wszystkich ziarnach na płaszczyznę rzutu, równoległą do powierzchni blachy, a liniami ciągłymi łączy się punkty o jednakowej gęstości biegunów.

Wpływ tekstury na własności blach jest bardzo istotny i objawia się głównie niejednakowym odkształceniem w różnych kierunkach. Rozróżnia się dwa rodzaje nierównomierności (anizotropii) własności: płaską i normalną (poHrozdz. 5.7.1).

Anizotropia płaska jest stosunkiem ekstremalnych odkształceń w dwóch kierunkach leżących w płaszczyźnie blachy. Mała anizotropia płaska jest korzystna, gdyż umożliwia przy głębokim tłoczeniu uniknięcie tzw. „uch", powstających w wyniku anizotropii odkształcenia.

Anizotropia normalna jest stosunkiem odkształcenia w dwóch kierunkach wzajemnie prostopadłych, (normalnych do działającego naprężenia rozciągającego, jeden z nich jest prostopadły do powierzchni blachy). Korzystna jest natomiast duża anizotropia normalna, ponieważ tłoczenie odbywa się przy niewielkim, lokalnym pocienieniu blachy i tym samym opóźnia pojawienie się pęknięcia. Można więc powiedzieć, że blacha przeznaczona do głębokiego tłoczenia powinna mieć dużą ciągliwość, zdolność do umocnienia i anizotropię normalną. Własności takie uzyskuje się przez wytworzenie odpowiedniej tekstury; np. dla blach karoseryj-nych najkorzystniej byłoby wytworzyć teksturę {110}, najczęściej jednak występuje tekstura {111}, również korzystna.

Anizotropię własności blach spowodowaną teksturą należy odróżnić od anizotropii wywołanej przez tzw. włóknistość struktury, która jest wynikiem kierunkowego układu wtrąceń niemetalicznych, zwłaszcza siarczków (w procesie walcowania wyciągają się one w kierunku odkształcenia). Powoduje to pogorszenie poprzecznych własności wytrzymałościowych i plastycznych w stosunku do własności wzdłużnych. Należy jednak podkreślić, że aktualnie sto-


sowane materiały w postaci blach, typu BH i IF, na karoserie samochodowe, w których zawartość siarki jest znacznie poniżej 0,01%, powoduje, że problem włóknistości nie występuje. Wynika to z nowoczesnych technologii wytwarzania stali. Kształt krawędzi miseczki wytłoczonej bez kołnierza (rys. 18.19) pozwala ocenić anizotropię własności blachy. Stopień nizo-tropii a w % wyznaczamy z próby wytłaczania (miseczkowania)

0.5(h u +h d ) gdzie: hu, hd są średnimi (z wielu pomiarów) wysokościami miseczki dla wypukłości i wklęsłości. Im większa jest wartość wskaźnika (a) tym mniej przydatna jest blacha do wytłaczania, z powodu dużych strat wywołanyeh koniecznością obcinania wypukłości.

12.1.4. Smary

Dzięki smarowaniu uzyskuje się zmniejszenie zużycia urządzeń, a ponadto w pewnych przypadkach smarowanie jest potrzebne do właściwego przebiegu procesu. Urządzenie do smarowania, podobnie jak urządzenie do czyszczenia, jest zwykle połączone z urządzeniem prostującym lub podającym i powinno być umieszczone przed wejściem materiału do przestrzeni roboczej tłocznika. Do smarowania używa się płaskich wkładek filcowych lub walców

Tabela. 12.4. Receptury wybranych smarów stosowanych w tłocznictwie [37]

Rodzaj procesu Materiał

odkształcany Nazwa składnika (zawartość w %) Uwagi

Wytłaczanie i przetłaczanie

Stal

Olej wrzecionowy (45%); kwas oleinowy (8%); 25-procentowy roztwór ługu sodowego (3%); woda

(20%); talk w proszku (5%); siarka w proszku (5%); grafit srebrzysty (14%)

Smar o jednorodnej

konsystencji

Trudne warunki tłoczenia

Stal

Olej rycynowy (30%); kalafonia (47.5%); łój techniczny (20%); grafit srebrzysty (2.5%)

Smar bardzo gęsty i lepki

Wytłaczanie i przetłaczanie Stal

Olej wrzecionowy (20%); "Solidol" - smar stały (40%); grafit srebrzysty (20%); siarka (7%); spirytus

(1%): woda (12%) Wytłaczanie

i przetłaczanie Stal Olej wrzecionowy (40%); „Solidol" (40%); talk (11%); siarka (8%); spirytus (1%)

Wytłaczanie i przetłaczanie

małych elementów

Stal

Talk (3%); szare mydło (3%); woda (94%)

Wytłaczanie i przetłaczanie z dociskaczem

Stal

Szare mydło (80%); woda (20%) Wytłaczanie i przetłaczanie z dociskaczem

Stal

Mydło potasowe (7%); woda (93%)

Wytłaczanie Aluminium,

duraluminium Olej rycynowy, techniczny (100%)

1 i przetłaczanie Mosiądz,

Miedź Olej rzepakowy (100%)


pokrytych tym materiałem lub też smarowanie może odbywać się w ruchu ciągłym przez zanurzenie. Przykładowe receptury smarów zamieszczono w tabeli 12.4.

12.2. Narzędzia i urządzenia do tłoczenia

Dzięki dużej wydajności i oszczędności materiału przeróbka plastyczna z zastosowaniem tłoczników jest jedną z najbardziej opłacalnych metod wytwarzania. Stosunkowo wysokie są jednak koszty przyrządów, których wykonanie wymaga dużego doświadczenia i coraz częściej, ze względu na duży stopień skomplikowania wykrojów (kształty stempli i pierścieni ciągowych), powinny być stosowane nowoczesne techniki komputerowe z wykorzystaniem precyzyjnych obrabiarek CNC i drogich materiałów na narzędzia. W związku z tym, stosowanie procesów tłoczenia jest uzasadnione ekonomicznie tylko w produkcji średnio i wielkoseryjnej. Duże zalety tego procesu powodują, że usiłuje się rozszerzyć jego zastosowanie do małych serii produkcyjnych. Jedną z metod takiego postępowania jest budowa tłoczników uniwersalnych, o konstrukcji uproszczonej lub zastosowanie do ich budowy tworzyw sztucznych, stopów cynku i brązów aluminiowych [37, 89]. Stosowanie do budowy tłoczników elementów znormalizowanych, produkowanych seryjnie: obudów, płyt, słupów prowadzących itp., również znacząco obniża koszty.

12.2.1. Narzędzia do tłoczenia

Od lat poszukiwano materiału, mogącego zastąpić żeliwo lub stal w budowie narzędzi do tłoczenia. Jest to ważne szczególnie tam, gdzie w budowie obiektów prototypowych lub uruchamianiu krótkich serii produkcyjnych nie występuje warunek dużej ich trwałości. Takimi narzędziami jest szczególnie zainteresowany przemysł samochodowy i lotniczy. Po wieloletnich próbach z tłocznikami np. z prasowanego warstwowo, pod ciśnieniem drewna, wzmacnianego specjalnymi wkładkami, ostatecznie zaniechano tych prób. Ostatnie, pozytywne wyniki nad nowymi odmianami żywic syntetycznych pozwoliły na ich zastosowanie na narzędzia do kształtowania blach. Najlepsze okazały się żywice epoksydowe i poliuretanowe. Należy jednak pamiętać, że tłoczniki z tworzyw sztucznych są przede wszystkim zalecane do formowania blach na elementy trójwymiarowe - prototypowe, w krótkich seriach produkcyjnych. Mogą to być: stalowe wytłoczki nadwozi samochodowych, wytłoczki elementów poszycia samolotów np. z blach aluminiowych itp.

Dodatkowym uzasadnieniem stosowania tych materiałów na narzędzia jest to, że duże koncerny samochodowe, chcąc pozostać na rynku, testują obecnie od 100 do 300 sztuk prototypów samochodów w różnych warunkach drogowych i klimatycznych, na stanowiskach do prób zmęczeniowych i zderzeniowych. Tak przyjęta metodyka postępowania przyspiesza wprowadzanie niezbędnych zmian w konstrukcji np. nadwozia, skracając „czas prototypowania". Prowadzi to w konsekwencji do wcześniejszego uruchomienia produkcji seryjnej nowego wyrobu dając wiele cennych informacji do optymalnego ustawienia właściwego procesu technologicznego (spawanie podzespołów - ustawienie automatów, montaż, kontrola). Istotnym jednak problemem w przypadku stosowania żywic jest utylizacja odpadów, które są trudne do powtórnego zagospodarowania.


Drugim materiałem powszechnie stosowanym na prototypowe tłoczniki są stopy cynku. Na rzecz stosowania stopów cynku przemawiają: ochrona środowiska i możliwość znacznego odzysku materiału ze złomowanych narzędzi, co z kolei jest istotną wadą w przypadku stosowania żywic. Konstruowanie tłoczników (matryc) z tworzyw sztucznych i stopów cynku jest podobne. Wyjściowym wzorcem kształtu jest pozytywowy model wzorcowy wytłoczki uformowany z dowolnego, łatwego do obróbki materiału (gips, drewno, modelina). Za pomocą tego modelu i folii woskowej wykonuje się modele odlewnicze elementów tłocznika. Pozwala to na uwzględnienie powielania narzędzia w kilku lub kilkunastu egzemplarzach, w celu wykonania założonej liczby wytłoczek. Zalecaną odmianą stopów cynku używanych do odlewania prototypowych tłoczników jest stop Kayem-1 z następującą charakterystyką [37]: - granica wytrzymałości Rm, (200-^220 MPa), - wydłużenie na 50 mm, (1,5%), - udarność Charpy'ego, (0,02 kJ/m2), - wytrzymałość na ściskanie, niszczące, (800^850 MPa), - twardość Brinella, (1050^-1100 HB), - masa właściwa, (6,7 g/cm3), - temperatura topnienia, (380^390°C).

Podstawowymi, typowymi narzędziami w procesie tłoczenia, mającymi bezpośredni kontakt z odkształcanym materiałem jest stempel i pierścień ciągowy. Pozostałe elementy spełniają zadania związane np.: z właściwym prowadzeniem narzędzi, dociskiem wytłaczanego materiału, z odpowiednim prowadzeniem pasa blachy lub podawaniem gotowych krążków, mocowaniem tłocznika na stole i w suwaku prasy, itp. Przykładowe konstrukcje: laboratoryjnego przyrządu do wytłaczania (tłocznik z dociskaczem hydraulicznym) i wykrojnika z dociskaczem sprężystym przedstawiono w podrozdziale 15.6.

W budowie tłoczników i wykrój ników, z punktu widzenia doboru materiałów, rozróżnia się dwie grupy elementów: konstrukcyjne i robocze. Na elementy konstrukcyjne stosowana jest stal węglowa konstrukcyjna, np. St5, oraz wyższej jakości np. 45 itp., a także żeliwo szare i brąz. Na elementy robocze używa się materiałów, którym stawia się następujące wymagania: duża twardość oraz odporność na ścieranie i wysoka udarność, dobra skrawalność. Na typowe narzędzia do tłoczenia (stemple, pierścienie ciągowe, matryce do wykrawania) stosowane są stale chromowe narzędziowe np.: NC6, NC10, NC11. Charakteryzują się one dużą stabilnością wymiarów, dużą odpornością na ścieranie i hartownością. Inne rozwiązania konstrukcyjne narzędzi do tłoczenia, z zastosowaniem np. wkładek z węglików spiekanych, spieków ceramicznych lub napawanych twardymi stopami (stelity) przedstawiono na rysunku 12.2. Bardzo ważnym elementem w budowie, szczególnie wykrojników jest technologia ich wykonania, która musi gwarantować precyzyjne, wzajemne przemieszczanie się stempli i matryc.

Proponowane konstrukcje stempli ciągowych przedstawiono na rysunku 12.3. w zależności od średnicy wytłaczania: a) do 20 mm, b) i c) 20 -40 mm, d) i e) >40 mm.

Przy mocowaniu stempli o skomplikowanych kształtach w płytach stemplowych lub dokładnego prowadzenia w płytach prowadzących stosuje się zalewanie łatwo topliwym stopem lub specjalnymi gatunkami żywic epoksydowych (Epidian 51), żywic poliestrowych (Polimal


Rys. 12.2. Narzędzia z wkładkami z węglików spiekanych i z napawanymi powierzchniami roboczymi [89]: a) stempel i matryca z węglików spiekanych, b) mocowanie pierścienia z węglika spiekanego dla stempli o większych średnicach, c) stempel po napawaniu, d) stempel po obróbce mechanicznej

Rys. 12.3. Przykładowe konstrukcje stempli do wytłaczania [89]: a) dla średnic do 20 mm, b) i c) dla średnic od 20 do 40 mm, d) i e) dla średnic powyżej 40 mm

103) lub żywic polimetakrylowych (Dentaktryl). Ułatwia to znacznie wykonanie takiego przyrządu. Otwory w płytach mogą być wówczas wykonane zgrubnie, o kształtach prostych. Jednym z używanych do tego celu stopów jest stop o składzie: 48% Bi, 32% Pb, 15% Sn, 5% Sb. Charakterystyczną własnością tego stopu jest rozszerzanie się podczas krzepnięcia co zapewnia silne mocowanie lub dokładne prowadzenie. Temperatura topnienia wynosi 95°C. Zalewanie odbywa się w temperaturze ok.l50°C.


W ostatnich latach, obok różnych metod obróbki cieplnej, chemicznej i elektrochemicznej stosowanych do modyfikacji powierzchni narzędzi, polepszających ich odporność na ścieranie i duże naciski powierzchniowe, rozwijane są metody fizyczne, w których wykorzystuje się strumienie jonów generowanych w próżni, zarówno do modyfikacji warstwy wierzchniej jak i do wytwarzania warstwy nowego materiału na powierzchni narzędzi. Do tych propozycji, coraz częściej stosowanych w warunkach przemysłowych, zaliczyć można: - technikę inplantacji jonowej, która polega na wprowadzeniu do warstwy wierzchniej

atomów obcych w postaci jonów o energii rzędu kilkudziesięciu keV, - technikę znaną pod nazwą platerowanie jonowe, w której strumień jonów, generowanych

w dziale jonowym jest wykorzystywany do wytworzenia warstwy nowego materiału i/lub zmiany struktury powierzchni,

- technikę jonowego rozpylania, gdzie strumień jonów bombardujący tarczę powoduje rozpylenie jej materiału, który następnie kondensuje się na powierzchni obrabianego detalu, ulepszanego narzędzia,

- technikę łukową, w której stałoprądowy łuk elektryczny powoduje odparowanie materiału, źródła katody a następnie osadzenie tego materiału na powierzchni obrabianego narzędzia. Wymienione techniki modyfikacji powierzchni stosuje się często z udziałem reagentów

chemicznych, takich jak: tlen, węgiel czy azot, co umożliwia wytworzenie na powierzchni związków chemicznych tych pierwiastków, takich jak: tlenki, węgliki czy azotki, a nawet powłoki diamentopodobne. Prezentowane metody mają już częściowe zastosowanie przemysłowe. Oczywiście różnią się znacząco kosztami ich wprowadzania. Należy oczekiwać, że pojawią się rozwiązania łączące zalety poszczególnych metod, a eliminujące ich niedogodności.

Analizując różne rozwiązania konstrukcyjne przyrządów przeznaczonych do realizacji procesów tłoczenia i dokonując wyboru, nie sposób pominąć wpływu czynników ekonomicznych [8]. Całkowity koszt wykonania (Kc) przy pomocy tłoczenia serii wyrobów składających się z (n) sztuk przedstawić można następująco K c = n ( K m + K 0 ) + K t (12.2) gdzie: K m -koszt materiału użytego na wykonanie jednego wyrobu, K 0 - koszta wykonania wszystkich operacji koniecznych do wytworzenia jednego wyrobu, K t - koszt wykonania kompletu narzędzi i oprzyrządowania (w tym koszt kompletu tłoczni

ków), n - liczba wyrobów przewidzianych do wykonania danym kompletem tłoczników.

Przy danym sposobie produkcji i założonej konstrukcji tłoczników koszt wykonania wszystkich operacji tłoczenia oraz koszt zużytego surowca jest w przybliżeniu proporcjonalny do ilości wyprodukowanych wyrobów. Natomiast koszt wykonania kompletu tłoczników jest kosztem jednorazowym, niezależnym od ilości wykonanych wyrobów. Wpływ obu tych składników na całkowity koszt wykonania serii wyrobów w zależności od ilości sztuk przedstawiono na wykresie (rys. 12.4).


Liczba sztuk

Wielkość serii

Z przedstawionych wykresów widać wyraźnie, że przy małej ilości wyprodukowanych przedmiotów ( n ^ koszt całkowity zależy niemal wyłącznie od kosztu wykonania tłoczników. Natomiast przy bardzo dużej produkcji wpływ kosztów tłoczników i oprzyrządowania na koszt całkowity jest stosunkowo nieznaczny. Przy ustalaniu planu operacji i wyborze typu oraz konstrukcji tłocznika, spośród wielu możliwych rozwiązań przyjąć należy takie, przy którym całkowity koszt produkcji danej ilości wyrobów będzie najniższy. Na wykresie (rys. 12.4) linią ciągłą przedstawiono wykres kosztów dla pewnego sposobu, który oznaczymy jako A. Inny sposób wytwarzania B, o niższych niż poprzednio kosztach wykonania tłoczników, lecz większych kosztach wykonania wszystkich

peracji, przedstawiony jest na tym wykresie linią przerywaną. Przy ilości sztuk ( n A B ) odpowiadaj ącej punktowi przecięcia prostych A i B całkowite koszty produkcji sposobem A i B są obie równe. Przy ilościach ( n < n A B ) niższe koszty produkcji uzyskamy stosując sposób B, atomiast przy ilości produkowanych przedmiotów większej od ( n A B ) właściwy będzie sposób rodukcji A. Wykres uzupełniony jest linią C, odpowiadającą kosztom produkcji przy ręcznym wykonywaniu wyrobów, bez użycia tłoczników. Ilość wyrobów ( n B C ) , odpowiada punktowi rzecięcia prostych B i C, jest najniższą ilością sztuk, przy której opłaca się stosować sposób ». Jak wynika ze wzoru (12.2), obniżenie kosztów produkcji uzyskać można przez:

zmniejszenie zużycia materiału (zmniejszenie odpadów poprzez właściwe rozmieszczenie wykrojów), skrócenie czasu potrzebnego do wykonania operacji tłoczenia (zwiększenie wydajności tłoczników - wprowadzenie, w uzasadnionym zakresie, automatyzacji procesu tłoczenia -stosowanie tłoczników jednoczesnych lub wielotaktowych),

obniżenie kosztów wykonania tłoczników (optymalny dobór technologii obróbki mechanicznej i właściwy dobór materiałów z uwzględnieniem wyżej podanych metod obróbki powierzchniowej).

ys. 12.4. Wpływ wielkości produkcji na koszt wykonania serii wyrobów [8]: A, B, C - różne technologie wytwarzania - sposoby produkcji, KtA, KtB - koszty wykonania kompletu tłoczników i oprzyrządowania odpowiednio dla technologii A i B

2.2.2. Prasy do tłoczenia

Najpowszechniej stosowanymi prasami w tłocznictwie są prasy mechaniczne - korbowe, imośrodowe i śrubowe, oraz prasy hydrauliczne. Służą one do realizacji operacji wytłaczania, -zetłaczania, cięcia, gięcia itp.


Prasy mechaniczne: korbowe i mimośrodowe mają podobny układ kinematyczny. Prasy korbowe mają stały skok suwaka, natomiast w prasach mknośrodowych istnieje możliwość regulacji skoku suwaka prasy w zależności od wymagań wynikających z operacji tłoczenia. Największe zastosowanie w procesach tłoczenia spośród tych pras mają prasy korbowe ramowe, odznaczające się szczególnie dużą sztywnością. Produkuje się je jako dwu i czteropunkto-we, tzn. mające dwa lub cztery korbo wody. Pozwalają one na tłoczenie wyrobów o dużych wymiarach gabarytowych (np. elementy karoserii samochodowych). Prasy tego typu z przeznaczeniem do tłoczenia złożonych i głębokich przedmiotów są budowane jako prasy podwójnego i potrójnego działania. Mają one dwa lub trzy niezależnie od siebie przesuwające się suwaki: zewnętrzny, służący przede wszystkim do przytrzymywania materiału, a wewnętrzny do kształtowania wyrobu. Zasadniczy ruch roboczy wykonuje suwak wewnętrzny, związany kor-bowodem z wałem korbowym prasy. Suwak zewnętrzny, dociskający materiał, jest napędzany również przez wał korbowy, za pośrednictwem mechanizmu krzywkowego lub kolanowo-dźwigniowego. Skok i nacisk suwaka wewnętrznego są zwykle większe niż suwaka zewnętrznego. Na rysunku 12.5 przedstawiono schemat kinematyczny prasy podwójnego działania oraz wykres synchroniczny ruchu suwaków w zależności od kąta obrotu wału korbowego (rys. 12.6).

Rys. 12.5. Schemat kinematyczny prasy podwójnego działania, korbowo-krzywkowej [7, 21]: 1 - silnik, 2 - przekładnia pasowa, 3 - wał napędowy, pośredni, 4 - przekładnia zębata, 5 - sprężyny odciążające suwak, 6 - sprzęgło, 7 - jarzmo z rolkami, 8 - wał korbowy, 9 - korbowód, 10 - łącznik, 11 - hamulec, 12 - suwak wewnętrzny, 13 - suwak zewnętrzny, 14 - prowadnice, korpus prasy, 15 - krzywka, 16 - rolki


0 20 \ 40 60 80 ^-opuszczenie dociskacza

t 1 1 1 1—-—] 1 1 1 r -

100 120 140 160 180 200 220 240 260 280 300 320 340 oc(°) • dociskanie -

X dopuszczanie suwaka ciągowego (stempla) -

opóźnienie suwaka ciągowego

I podnoszenie dociskacza -podnoszenie suwaka ciągowego (stempla) -

Rys. 12.6. Przebieg procesu wytłaczania na prasie podwójnego działania wraz z wykresem synchronicznym ruchu suwaków [66]

Prasy mimośrodowe i korbowe budowane są o maksymalnych skokach suwaka od 160 do 900 mm, czemu odpowiada skok roboczy o długości do 120 mm. Przy tych skokach prasy te mogą pracować z dużą prędkością (np. 500 skoków na minutę), zapewniając dzięki temu wysoką wydajność.

Prasy kolanowe stosowane są w szczególności w procesach wymagających dużego nacisku przy małej wielkości skoku roboczego.

Prasy hydrauliczne, są najczęściej stosowane w procesach tłoczenia, wyciskania, jako prasy pojedynczego, podwójnego i potrójnego działania. Głównymi zaletami tych pras jest ich blokowa budowa i to, że sterowanie poszczególnymi suwakami odbywać się może niezależnie, przy wykorzystaniu logicznych elementów sterowania hydraulicznego. Są to prasy budowane z własnym zasilaniem, a więc niezależnie od budowanych wcześniej instalacji i stacji pomp. Ponadto stosowanie do ich zasilania pomp o dużej wydajności (osiowe pompy wielotłoczkowe o bezstopniowej regulacji wydajności, do 1600 l/min) powoduje to, że szybkości ruchu suwaków są porównywalne z prasami mechanicznymi. Inną, ważną zaletą jest również to, że nie ma niebezpieczeństwa, jak w prasach mechanicznych, występowania blokad suwaków prasy i ich przeciążania. Istnieje natomiast możliwość łatwego ustalenia wartości nacisków, nie przekraczających ich wielkości dopuszczalnych, przyjętych przy projektowaniu narzędzi.

Porównując długości możliwych skoków suwaków, prasy hydrauliczne są bezkonkurencyjne, gwarantując przy tym ich dokładne prowadzenie i stałą lub możliwą do dowolnego sterowania prędkością ruchu suwaka i jego naciskiem. Przykładowo, budowane prasy hydrauli-


czne do wyciskania o naciskach do 80 MN i o skoku do 2000 mm, przy ilości skoków (5- 60) min"1, a do kształtowania elementów nadwozi samochodowych prasy nowej generacji firmy Clearing International budowane są o naciskach dopuszczalnych od 4 do 15 MN przy liczbie skoków od 10 do 25 min"1, zajmując powierzchnię do 4000 x 2150 mm.

Z ekonomicznego punktu widzenia stosowanie pras hydraulicznych jest uzasadnione w tych wszystkich przypadkach gdzie występują częste zmiany programu produkcyjnego. W takich przypadkach, ze względu na łatwą regulację skoku, prędkości suwaka, jego nacisku maksymalnego, prasa hydrauliczna posiada przewagę nad prasą mechaniczną. W odróżnieniu od napędu mechanicznego, napęd hydrauliczny, dzięki możliwości dostosowania parametrów prasy do wykonywanego zabiegu technologicznego spełnia w sposób idealny wymagania wynikające z przebiegu różnych procesów przeróbki plastycznej, a w szczególności procesów tłoczenia (rys. 12.7).

a)

b)

c)

SCHEMATY ZMIANA NACISKU PRASY WFUNKCJI DROGI SUWAKA DROGA SUWAKA WFUNKCJI CZASU

PRAS

Y KO

RBOW

E 1

MIMO

ŚROD

OWE # fi.

DZP — GIP

S - [GZP GIP

\DZpy

PRAS

Y KO

RBOW

E 1

MIMO

ŚROD

OWE #

0 S, mm 0 t, s

PRAS

Y KO

LANO

WE fii

DZP —

r"

GIP

S i

GIP GZP

*\ A \^ozpy

PRAS

Y KO

LANO

WE

0 S, mm 0 t, s

PRAS

Y HY

DRAU

LICZ

NE

'' ! i

a Ł

! ~<Ą

i

fi. S i GZP GZP

PRAS

Y HY

DRAU

LICZ

NE

'' ! i

a Ł

! ~<Ą

i

fi. S i GZP GZP

PRAS

Y HY

DRAU

LICZ

NE

'' ! i

a Ł

! ~<Ą

i

fi.

GZP DZP

S i GZP GZP

PRAS

Y HY

DRAU

LICZ

NE

'' ! i

a Ł

! ~<Ą

i 0 S, mm 0 l s

Rys. 12.7. Wykresy zależności nacisku od drogi suwaka i drogi suwaka od czasu dla wybranych typów pras [66]: a) prasy korbowe i mimo środowe, b) prasy kolanowe, c) prasy hydrauliczne

Ważnym elementem przy projektowaniu procesów tłoczenia jest właściwy dobór prasy, którą zwykle charakteryzuje: - nacisk maksymalny (dopuszczalny) i jego zmiana w funkcji drogi suwaka, - wielkość skoku suwaka, - liczba skoków suwaka na minutę, - wielkość pracy użytecznej jaką może wykonać prasa w czasie jednego skoku roboczego, - wymiary przestrzeni roboczej prasy, przy uwzględnieniu wymiarów wytłoczki, wymiarów

oprzyrządowania i ewentualnego zapasu na usunięcie wytłoczki z matrycy.


Najważniejsze jednak z punktu widzenia parametrów siłowych procesu, jest porównanie przewidywanego charakteru obciążenia występującego w danej operacji z charakterystyką prasy, ujmującą zmiany dopuszczalnych sił w funkcji drogi stempla. Praca użyteczna, charakteryzująca najpełniej prasę jest realizowana kosztem energii kinetycznej koła zamachowego, będącego akumulatorem energii w prasach mechanicznych. Praca jaką można odebrać z koła zamachowego jest ograniczona dopuszczalnym spadkiem jego prędkości obrotowej i jest przeciętnie dwukrotnie mniejsza przy ruchu ciągłym niż przy wykorzystaniu tylko jednego skoku. Energia kinetyczna koła zamachowego w czasie pracy prasy jest uzupełniana przez silnik napędowy. Praca niezbędna do wykonania operacji nie może przewyższać pracy użytecznej podanej w charakterystyce prasy. Na rysunku 12.8 przedstawiono krzywe zmian nacisków dla wybranych procesów kształtowania.

Rys. 12.8. Przykładowe wykresy pracy dla różnych operacji kształtowania [7]: cięcie (a), gięcie w kształcie V (b) i U (c), wytłaczanie miseczki bez kołnierza (d) i z kołnierzem (e), wybijanie (f), tłoczenie złożone: cięcie z wytłaczaniem (g) i cięcie z wytłaczaniem i wycinaniem (h)

Prasy hydrauliczne są również budowane z zasobnikami energii w postaci akumulatorów hydraulicznych, do których w czasie biegu jałowego prasy pompa dostarcza olej pod odpowiednim ciśnieniem, który w czasie ruchu roboczego jest przetłaczany nad tłok suwaka głów-


nego prasy. Bezakumulatorowe prasy hydrauliczne zasilane są pompami o dużych wydajno-ściach, łączonych równolegle.

12.2.3. Zasady i kryteria dobom pras do tłoczenia

W większości przypadków prasa jest projektowana nie dla jednej operacji, lecz dla wielu mniej lub bardziej podobnych zabiegów, wykonywanych na przedmiotach (materiałach) nie znanych wymiarów [7]. Jeżeli założymy, że wszystkie przewidziane do wykonania zabiegi technologiczne wymagają zbliżonych co do typu parametrów użytkowych maszyny, całe zapotrzebowanie technologiczne może być pokryte przez jeden typ i jedną wielkość prasy. Parametry techniczno-technologiczne takiej maszyny (prasy) muszą odpowiadać maksymal-nym parametrom procesów przewidywanych do wykonania.

Rozpatrzmy przypadek, gdy mamy do wykonania tylko jeden rodzaj (typ) zabiegu technologicznego np. wytłaczanie naczyń osiowosymetrycznych z krążków, przy czym ich wielkość zmienia się w bardzo szerokich granicach. Zakładamy więc, że wszystkie produkowane przedmioty są do siebie podobne, tzn., że ich średnica d, wysokość h i grubość g są proporcjonalne do tego samego parametru mx. Można więc zapisać: d = c d m x (12.3)

g = c g m x (12.4)

h = c h m x (12.5)

gdzie: cd, cg, c h są stałymi, charakteryzującymi kształt przedmiotu. Zakładamy, że maksymalna siła występująca przy tłoczeniu F będzie proporcjonalna do

kwadratu parametru m, a praca odkształcenia plastycznego L do jego trzeciej potęgi (mx

3): F « c F m x (12.6) Fw t=7cdgk,ap (12.7) L*c L m 3

x (12.8) L w = Fh (12.9) gdzie: c F i c L są stałymi niezależnymi od wielkości wytłaczanych przedmiotów (od wartości parametru mx).

Przyjęcie założenia o podobieństwie geometrycznym wytwarzanych wyrobów stwarza możliwość ustalenia podstawowej zależności między ilością energii prasy, a jej nominalnym naciskiem w postaci wzoru

c = 7 F ' f e < , 2 ' 1 0 )

gdzie: C jest współczynnikiem charakteryzującym dany zabieg technologiczny.

Można więc wykreślić zależność V f = F(VL). Każdej operacji (zabiegowi) technologicznemu odpowiadać będzie jeden punkt na wykresie. Dla zabiegów technologicznych na przedmiotach geometrycznie podobnych punkty leżeć będą na jednej prostej, wychodzącej z


początku układu współrzędnych, nachylonej do osi rzędnych pod kątem (pm, przy czym tg<pm = C.

Jeżeli zakres wielkości produkowanych wyrobów jest bardzo szeroki, budowanie tylko jednej maszyny o maksymalnych parametrach roboczych (punkt M na rys. 12.9) dla całego zakresu, jest ekonomicznie nieuzasadnione. Możliwości eksploatacyjne takiej maszyny byłyby wykorzystane tylko w znikomym stopniu. Przy dostatecznie dużym zapotrzebowaniu, właściwe jest budowanie kilku maszyn danego typu, tworzących uporządkowany szereg wielkości.

Rys. 12.9. Wykres określający zakresy sił oraz pracy dla budowanych pras i realizowanych procesów [7]

(12.11)

Najlepsze wykorzystywanie maszyny jest wówczas gdy jej naciski nominalne F n

i nominalna wielkość pracy L n przypadające na jeden skok spełniać będą zależność

VFn" V f a więc punkty charakteryzujące parametry użytkowe maszyn (oznaczone (+) na wykresie rys. 12.9) leżeć powinny na tej samej prostej, co i punkty odpowiadające zabiegom technologicznym.

Stopniowanie szeregu wielkości pras zależy od względów ekonomicznych: - przy dużym zapotrzebowaniu na produkcję i na maszyny - bardziej celowy jest szereg o

mniejszym stopniowaniu wielkości, - przy małym zapotrzebowaniu na produkcję i maszyny - bardziej celowy jest szereg o du

żych skokach wielkości. W przypadku pras, najbardziej charakterystyczną wielkością jest nacisk nominalny.

Wielkość ta stanowi zazwyczaj podstawę do ustalenia szeregu wielkości pras, przy czym przyjęte wartości nacisku powinny odpowiadać liczbom normalnym szeregu Renarda. Analizując przydatność pras uniwersalnych, na których mamy wykonywać różne zabiegi np.: wycinanie, wyginanie, ciągnienie, dotłaczanie itp., przy czym wytwarzane przedmioty nie wykazują w ogólnym przypadku, żadnego podobieństwa geometrycznego.

W tym przypadku punkty nie będą leżały na jednej prostej, ale będą rozrzucone na pewnym obszarze. Zachodzi więc pytanie, jakie położenie w stosunku do wspomnianego obszaru zajmować powinny punkty reprezentujące parametry użytkowe szeregu pras, na których mają być wykonywane wszystkie operacje technologiczne zawarte w rozpatrywanym obszarze.

3 / l " = * n / •— dla wszystkich pras danego szeregu, to punkty re-Przyjmując stały stosunek C n

prezentujące prasy, zaznaczone (x) na rysunku 12.9, będą leżeć na jednej prostej, nachylonej


do osi rzędnych pod kątem (pn? przy czym tgq>n = C„. Każdy punkt odpowiada parametrom danego zabiegu technologicznego. Zakładając, że mamy do dyspozycji wszystkie wielkości pras danego szeregu (F^ F 2, F 3, F 4, F5,...), można podporządkować każdej wielkości prasy, te operacje technologiczne, które mogą i powinny być wykonywane na maszynie o danej wielkości.

Korzystając ze sporządzonego wykresu (rys. 12.9) widać, że dla prasy zaznaczonej punktem Fi operacje możliwe do wykonania, przy optymalnym wykorzystaniu prasy, leżeć będą w obrębie zakreskowanych pasów na rysunku. Dla operacji charakteryzujących się wartością C m mniejszą od C„, (cpm < cpn), a więc leżących ponad prostą ON - o doborze maszyny decyduje wielkość maksymalnego nacisku. Na danej prasie powinny więc być wykonywane te operacje, których nacisk jest mniejszy od nacisku rozpatrywanej prasy (Fi), lecz większy od nacisku następnej w szeregu mniejszej prasy (F2), a więc F 2 < F < Fi. Dla operacji o większym stosunku C, a więc leżących w polu poniżej prostej ON - o doborze właściwej wielkości maszyny decyduje wielkość pracy. W tym obszarze na prasie F 1 ? będą wykonywane wszystkie operacje leżące w zakreskowanym pasie pionowym (L2 < L < Li). A więc to czy prasę należy dobrać opierając się na nacisku czy też energii zależy od wartości C n, czyli od pochylenia prostej ON.

Poza uzgodnieniem parametrów energetyczno-siłowych istnieje konieczność dobrania parametrów liniowych dla pras w tym wymiarów przestrzeni roboczej. Do parametrów tych zaliczamy: - wysięg prasy lub prześwit między stojakami, - wymiary stołu, - wysokość przestrzeni roboczej, - zakres regulacji położenia suwaka, - zakres regulacji skoku (prasy mimośrodowe), - średnica otworu w stole.

Zależnie od: rodzaju operacji i wielkości wyrobu, sposobu podawania i odprowadzania wyrobów gotowych, wymiarów gabarytowych tłocznika, wielkości niezbędnego skoku suwaka prasy, możliwości wykorzystania wyrzutnika w stole prasy itp., konieczna jest różna wielkość przestrzeni roboczej. Niejednokrotnie prasa spełniająca wymagania w zakresie dopuszczalnego nacisku i energii użytecznej ma zbyt małą przestrzeń roboczą i dlatego daną operację trzeba wykonywać na większej prasie.

12.2.4. CAD-CAM-CAE w procesach projektowania i wytwarzania

Ideą zastosowania zintegrowanych systemów CAD/CAM w technice był fakt, iż bez użycia komputera nie jest możliwe wprowadzenie na rynek nowych produktów w tempie, które sprosta wymogom konkurencyjności. Dlatego proponowane są takie rozwiązania dla konstruktorów, które pozwalają im efektywnie, szybko i tanio zaprojektować i wykonać dowolny wyrób czy narzędzie technologiczne, na maszynie numerycznie sterowanej (CNC) bezpośrednio z wykonanego projektu (rys. 12.10).

Najnowsze systemy CAD/CAM stosowane są obecnie przy projektowaniu i wytwarzaniu różnych, nawet bardzo skomplikowanych części i podzespołów mechanicznych, a także narzę-


dzi technologicznych jak np.: formy wtryskowe, odlewnicze, matryce kuźnicze, tłoczniki, wy-krojniki i inne.

Rys. 12.10. Obróbka mechaniczna na frezarce CNC - wizualizacja [67]

Cel stosowania systemów CAD/CAM to nie tylko polepszenie czy ułatwienie sobie pracy, to także, a nawet przede wszystkim sposób na obniżenie kosztów, skrócenie czasu przygotowania produkcji, wykonanie prac niemożliwych do zrealizowania metodami tradycyjnymi, zapewnienie stuprocentowej powtarzalności wyrobu, a przez to zapewnienie nowoczesnej, często bardzo skomplikowanej produkcji. W warunkach gospodarki rynkowej korzystanie z komputera i odpowiedniego oprogramowania do wspomagania prac projektowych i technologicznych, staje się niezbędnym elementem strategii każdego przedsiębiorstwa. Bez użycia komputera niemożliwe jest wprowadzenie na rynek nowych produktów w tempie, które sprosta wymogom konkurencyjności. Dlatego opłacalności inwestycji w systemy CAD/CAM nie można jedynie mierzyć bezpośrednimi oszczędnościami wynikającymi ze wzrostu wydajności pracy używających go osób. Należy wziąć pod uwagę przede wszystkim zyski, jakie daje wyprzedzenie konkurencji w opracowywaniu nowych produktów, oraz straty jakie może przynieść utrata rynku na rzecz konkurentów, którzy dysponując odpowiednim sprzętem i oprogramowaniem komputerowym, zrealizują szybciej, lepiej i taniej określony projekt, czy usługę. W związku z tym dzisiaj coraz częściej występuje potrzeba przedstawienia danego wyrobu, części czy podzespołu, w formie przestrzennej, w celu sprawdzenia wzajemnego dopasowania elementów tego wyrobu czy podzespołu, sprawdzenia ewentualnych kolizji itd. Kształt, wygląd, ergonomiczność, funkcjonalność modelu w sposób znaczący wpływa na zainteresowanie nim ze strony klienta, często decyduje o jego powodzeniu na rynku. Piękne, opływowe kształty samochodu, żelazka, baterii łazienkowej, odkurzacza czy suszarki do włosów, nie dają się porównać z dotychczasowymi prostokreślnymi kształtami tych przedmiotów [9, 67].

Coraz większe wymagania rynku co do skrócenia czasu dostarczenia nowych wzorów wyrobów, potanienia prototypów i unikania zmian w wyniku ich badań doświadczalnych, skłaniają do efektywniejszego wykorzystania systemów komputerowego wspomagania projektowania, symulacji i analizy komputerowej oraz wspomagania wytwarzania. Jest to tym ważniejsze, że stawiane nowym produktom coraz większe wymagania, nie mogą być spełnione


przy zachowaniu lub"nawet podwyższeniu dokładności obróbki oraz konstruowaniu tradycyjnemu, tylko w oparciu o nagromadzone doświadczenia i "wyczucie" konstruktorów. Dotyczy to zwłaszcza konstrukcji stalowych o bardzo skomplikowanych kształtach, (np. karoserie samochodowe), jak i wyrobów m.in. z tworzyw sztucznych oraz narzędzi do ich wytwarzania.

Ogólnie można wymienić kilka spostrzeżeń związanych z zastosowaniem nowoczesnych technik komputerowych w procesach projektowania i wytwarzania: - rozwój i dostępność technik komputerowych stwarzają coraz nowsze, lepsze możliwości

poprawy konkurencyjności wyrobów; - obecnie bez użycia komputera jest wręcz niemożliwe wprowadzenie na rynek nowych

produktów w tempie, które sprosta wymogom konkurencyjności; - niebagatelną sprawą jest także możliwość korzystania w procesie projektowania z różnego

rodzaju norm technicznych, bibliotek normali, bibliotek elementów itd. a także możliwość łatwego uzgadniania dokumentacji „na odległość", przesyłanie jej poprzez Internet, itd.;

- dzisiaj nikogo już nie trzeba przekonywać do zapewnienia odpowiedniej jakości produktu. Należy natomiast pracować nad rozwiązaniami zapewniającymi uzyskanie tej jakości;

- obecnie coraz częściej w procesie przygotowywania do wytwarzania wyrobu z tworzywa sztucznego a także form wtryskowych, wykorzystuje się odwrotne podejście do projektowania (Reverse Engineering). Najpierw wykonuje się model rzeczywisty wyrobu, a następnie po jego próbach wykonujemy skanowanie przestrzenne tego modelu. W wyniku skanowania tego modelu posiadamy zdigitalizowaną chmurę punktów, z której łatwo możemy odtworzyć powierzchnie opisujące model. W oparciu o to możemy wykonać dokładną kopię modelu w dowolnej skali (np. wykonać elektrody) lub jego zwierciadlane odbicie (np. wyfrezować gniazdo formy);

- fundamentalną sprawą jest posiadanie zintegrowanego systemu CAD/CAM/CAE; - jest bardzo kłopotliwym stosowanie w jednym zakładzie różnych systemów, wiąże się to

zawsze ze stratami i zawsze odbija się to na jakości wyrobów i efektywności pracy firmy. Wymagania stawiane zintegrowanym systemom CAD-CAM-CAE w zakresie wymagań

rynku można przedstawić następująco [9, 67]: - uniwersalność zastosowań, wymienność informacji z innymi systemami CAD/CAM/CAE, - powszechność jego stosowania i dostępność na rynku, - niskie koszty inwestycyjne, niskie koszty eksploatacji - niskie nakłady na wspomaganie

komputerowe zarówno prac projektowych, wykonawczych jak i inżynierskich, - szybkość działania, możliwość pracy w sieci, - łatwość opanowania systemu i posługiwania się nim, - możliwości współpracy z systemami zarządzania dokumentacją, - zapewnienie jakości, - czas wdrożenia, dostęp do szkoleń, pomoc we wdrażaniu, gwarancje eksploatacyjne sys

temu. Zastosowanie techniki komputerowej w procesach projektowania i wytwarzania elemen

tów konstrukcyjnych tłoczników oraz kształtowania elementów nadwozi samochodowych jest w chwili obecnej koniecznością. Technologia tłoczenia jest szeroko stosowana do wytwarzania różnego typu wyrobów, a szczególnie rozwinęła się w procesie wytwarzania nadwozi samo-


chodowych. Tradycyjna metodyka projektowania i wytwarzania jest pracochłonna i kosztowna. W celu usprawnienia przygotowania produkcji, a także poprawy jakości i obniżenia kosztów, na szeroką skalę wprowadzono technikę komputerową. Technologiczny rozwój produkcji wymaga: niskich kosztów wytwarzania, wysokiej jakości wytwarzanych produktów, dużej wydajności, dopuszczalnie małej masy kształtowanych elementów, szczególnie w przemyśle motoryzacyjnym, a ponadto opłacalnych, małych serii produkcji, szybkiego rozwoju nowych modeli nadwozi samochodowych. Obserwuje się znaczny wzrost nakładów na opracowania nowych oprogramowań komputerowych wspomagających technologię produkcji. Opracowania te głównie opierają się na metodzie elementów skończonych. Najbardziej rozwinięte, dostępne na rynku opracowania, to: NSTRAN, ANSYS, ADINA, ABAQUS, PAM-STAMP, MARC, IDEAS, JPK Mould oraz w grupie programów typowo graficznych: Pro/Engineer, CATIA, Solid Edge, AutoCAD, MDT itd. Wprowadzenie i rozwijanie szczególnie przez koncerny samochodowe kompleksowych systemów komputerowych CAD-CAM-CAE do realizacji produkcji spowodowało skrócenie czasu wytwarzania, poprawę jakości, wysoką powtarzalność wyrobów i znaczne obniżenie kosztów produkcji [37]. Oprócz wymienionych korzyści komputeryzacja tej dziedziny techniki ma wiele innych zalet: budowane zbiory danych są łatwo dostępne z możliwością ich całkowitego lub częściowego wykorzystania w zależności od typu realizowanego zadania. Dotyczy to zarówno dokumentacji w formie elektronicznej, coraz częściej prezentowanej w trój-wymiarze (3D), jak również spraw związanych z symulacją komputerową przebiegu procesów, ich ekonomią i logistyką.

W ostatnim czasie równolegle z dynamicznie rozwijającym się rynkiem komputerowym firma Autodesk proponuje swoje produkty, wspierające prace konstruktora, na które systematycznie rośnie zapotrzebowanie. Coraz szersze zastosowanie oprogramowania graficznego CAD: AutoCAD, systemów MDT i Genius Desktop oraz oprogramowania wspomagającego wytwarzanie CAM - hyperMILL, do tworzenia grafiki i modeli dwu i trój wymiarowych (2D, 3D), wynika z możliwości uruchamiania ich na ogólnie dostępnych komputerach. Specjalny program (MAI) współpracy firm komputerowych w zakresie oprogramowania CAD-CAM-CAE prowadzony przez firmę Autodesk, sprawia, że poszczególne produkty z tych dziedzin zapewniają integrację ze środowiskiem AutoCAD-Mechanical Desktop. Produkt firmy Path-trace Engeering w postaci programu EdgeCAM uczestniczy w programie MAI. Sam program EdgeCAM jak również program hyperMILL firmy OPEN MIND, oferują generowanie kodów na obrabiarki sterowane numerycznie CNC we własnym „modelerze" krawędziowo powierzchniowym lub wczytanych z innych programów CAD-owskich: (Solid Edge, Microsta-tion, AutoCAD, CATIA, itp.), przejętych z formatów ÄCIS (SAT, SAB), Parasolid, IGES, a także Mechanical Desktop. Wykorzystując te programy można przeprowadzić wizualizację obróbki mechanicznej wcześniej zaprojektowanych narzędzi (rys. 12.10). Daje to możliwość eliminacji ewentualnych błędów związanych z doborem narzędzi skrawających, parametrów obróbki, mocowaniem i usytuowanie materiału obrabianego. W przypadku pominięcia symulacji obróbki i przystąpienia do niej bezpośrednio po wygenerowaniu kodów na CNC, musimy zdawać sobie sprawę z tego, że od tej chwili mamy do czynienia z rzeczywistym materiałem i obrabiarką, a popełnione błędy nie skończą się tylko ostrzeżeniem na monitorze.


Jedną z cech wyróżniających AutoCAD-a spośród innych programów wspomagających projektowanie jest łatwość dostosowania go do indywidualnych potrzeb użytkownika. Takim narzędziem w AutoCAD-dzie jest m.in. AutoLISP jako język programowania pozwalający tworzyć często bardzo zaawansowane własne aplikacje. Znajomość zasad i kryteriów projektowania przy wykorzystaniu systemów CAD-CAM-CAE daje możliwość szybkiej oceny wizualnej, funkcjonalnej i rynkowej produktu, poprzez wytworzenie jego prototypu („rapid prototyping - rapid tooling"). Jest to istotne we wstępnych fazach rozwoju produktu. Zasadniczym celem zastosowań metod „rapid prototyping" (RP) jest modelowanie fizyczne (modele geometryczne, funkcjonalne, wizualne, montażowe, prototypy techniczne) na podstawie obiektów komputerowych 3D, głównie w celu oceny funkcji użytkowych i estetyki produktu. W dalszych fazach rozwojowych oraz podczas wytwarzania małej serii, szczególne zastosowanie znajduje technika „rapid tooling" (RT), przeznaczona głównie do budowy form i narzędzi dla technologii przetwórstwa technologii tworzyw sztucznych, dokładnego odlewania, przeróbki plastycznej cienkich blach, a także w mechanice precyzyjnej i w medycynie. Typowymi obszarami zastosowania technik'RP/RT są: - studia projektowe (projektowanie i stylizacja wizualna oraz modele ergonomiczne, - badania i ocena rozwiązań konstrukcyjnych na podstawie modeli fizycznych, - ocena procesów wytwarzania, a w szczególności montażu, - badania i modelowanie przepływu tworzyw, - badania i ocena marketingowa nowych produktów, - wielofunkcyjne modle stosowane w odlewnictwie i przeróbce plastycznej, - modelowanie i wytwarzanie implantów kostnych w medycynie.

Pełny zestaw aparatury RP/RT składa się z kilku urządzeń stosowanych w pełnym cyklu rozwoju produktu i techniki prototypowania, jak również w odwrotnej sekwencji tworzenia prototypów (jak już wcześniej wspomniano), tzw. „reverse engineering" (od modelu fizycznego produktu, opracowanego przez stylistę, przez przestrzenną digitalizację tego modelu przy pomocy urządzenia laserowego, do jego odtworzenia technikami RP i replikowania go metodami formowania próżniowego w formach silikonowych (kilkanaście egzemplarzy) lub formach odlewniczych, wtryskowych lub tłocznikach (model pojedynczy lub większe serie) [9, 10, 133].

12.3. Zmiana parametrów siłowych w procesie wytłaczania

Spośród wielu znanych metod, proces wytłaczania najczęściej prowadzi się przy użyciu sztywnych narzędzi: stempel, pierścień ciągowy, dociskacz. Poniżej przedstawiono przebieg takiego procesu na przykładzie wytłaczania naczynia cylindrycznego.

Jeżeli naczynie ma być głębokie, a jego ścianka odpowiednio cienka, to wytaczanie przeprowadza się z dociskaczem, w sposób pokazany na rys. 12.11. Siła F wywierana przez stempel na dno wytłoczki jest następnie przenoszona za pośrednictwem bocznych ścianek na jej kołnierz, który w wyniku plastycznego płynięcia stopniowo przekształca się w walcową ściankę. Podczas kształtowania punkt A (rys. 12.1 la) zbliża się do osi wytłoczki, a więc znajduje się w obszarze ciągnionym. Dno wytłoczki jest kształtowane przez rozciąganie, ponieważ


jego punkty, np. punkt C, oddalają się od osi wytłoczki. Granica między tymi obszarami musi przebiegać wzdłuż linii przechodzącej przez takie punkty B' (rys. 12.1 lb), które nie zmieniają swej odległości od osi wytłoczki.

Rys. 12.11. Przebieg procesu wytłaczania z dociskaczem naczynia cylindrycznego [15]: początek procesu (a); kształtowanie wytłoczki (b); zakończenie procesu kształtowania (c); zależność między siłą wytłaczania a drogą stempla (d)

Przebieg procesu odkształcania kołnierza wytłoczki: przyjmijmy, że kołnierzowa część wytłoczki, po umownym podzieleniu jej płaszczyzną zawierającą okrąg B'B', będzie kształtowana niezależnie od dna. Kołnierz wytłoczki można traktować jako pierścień, którego zewnętrzna krawędź jest wolna od obciążeń, a na krawędź wewnętrzną działają siły ciągnące, równomiernie rozłożone wzdłuż linii podziału, mające wypadkową F k w kierunku osi (rys. 12.11).

Pod wpływem takiego obciążenia następuje plastyczne płynięcie materiału kołnierza do środka. W kołnierzu występują promieniowe naprężenia rozciągające oraz obwodowe naprężenia ściskające.

W określonych warunkach realizacji procesu wartość siły osiowej F k zależy tylko od oporu plastycznego kołnierza. Opór ten ulega zmianie w miarę zmniejszania się średnicy zewnętrznej kołnierza Di i powiększania się wysokości h k walcowych ścianek. Przebieg siły F k

przedstawia wykres na rys. 12.12. Proces plastycznego płynięcia kołnierza, charakteryzujący się zmniejszaniem zewnętrz

nej jego średnicy Di, rozpoczyna się, gdy siła osiowa osiągnie wartość F k

p l . Występują wówczas jednocześnie dwa zjawiska: umacniania materiału spowodowane wzrastającym odkształceniem plastycznym i zmniejszanie szerokości kołnierza wskutek zbliżania się jego średnicy zewnętrznej D! do średnicy wytłoczki d. Pierwsze zjawisko powoduje wzrost siły F k, drugie natomiast - jej zmniejszanie. Początkowo umacnianie materiału jest na tyle intensywne, że siła F k wzrasta. W pewnym momencie procesu kształtowania wytłoczki następuje zrównoważenie


wpływu obu tych zjawisk na siłę F k. Odpowiada to momentowi osiągnięcia przez tę siłę wartości maksymalnej F k

m a x (rys. 12.12). Dalsze przekształcanie kołnierza w ściankę cylindryczną następuje przy malejącej sile F k, ponieważ umocnienie materiału nie jest w stanie skompensować zmniejszonych oporów spowodowanych ubytkiem szerokości kołnierza.

a)

b)

Rys. 12.12. Przebieg sił niezbędnych do [15]: a) ciągnienia kołnierza; b) rozciągania dna wytłoczki

Siła uplastyczniająca kołnierz, rozumiana jako siła rzeczywista występująca w walcowej ściance wytłoczki, jest identyczna z siłą tłoczenia. Naprężenia rozciągające w dnie wytłoczki zależą więc od oporów plastycznego płynięcia kołnierza. Jeżeli opory te są małe, to siła osiowa Fd - Fk, wywołująca rozciąganie dna, może być mniejsza od siły F d

p ! , niezbędnej do jego uplastycznienia. 'W takim przypadku w dnie wytłoczki nie wystąpią odkształcenia trwałe. Przy dostatecznie dużej sile F m a x , odpowiadającej na przykład przebiegowi siły F k, który na rys. 12.12 wykreślono linią ciągłą, następuje pewne trwałe odkształcenie dna. Jeżeli opory związane z plastycznym płynięciem kołnierza są zbyt duże, to może nastąpić nie tylko uplastycznienie dna wytłoczki, ale również osiągnięcie siły F z r, powodującej obwodowe pękanie ścianki wytłoczki. Przypadek ten jest przedstawiony na rys. 12.12 linią przerywaną. Pęknięcie występuje zawsze w obszarze rozciąganym w pobliżu dna wytłoczki.

Na przebieg procesu wytłaczania naczyń cylindrycznych zasadniczy wpływ ma wartość stosunku średnicy krążka D do średniej średnicy wytłoczki di. Od wartości tej zależą bowiem opory związane z plastycznym płynięciem kołnierza, a więc również największa siła tłoczenia F max

k Przy pewnej dostatecznie dużej wartości D/di największa wartość siły kształtującej dno

może być równa sile F z r zrywającej wytłoczkę, która zależy od jej średnicy di, a nie od stosunku D/d! (rys. 12.12).

W przypadku kształtowania wytłoczki, dla której przebieg siły F k wykreślono na rys. 12.12 linią ciągłą można wyróżnić cztery fazy:


1) miejscowe plastyczne kształtowanie wgłębienia o średnicy di przy zachowaniu niezmiennej zewnętrznej średnicy krążka D; w tej fazie siła nacisku stempla P jeszcze jest mniejsza od siły uplastyczniającej kołnierz F k

p l , 2) plastyczne płynięcie kołnierza (zmniejszanie się średnicy D), gdy F k

p l < F < F d

p l , 3) jednoczesne płynięcie kołnierza i plastyczne rozciąganie dna, gdy F d

p l < F < F k

m a x ; z chwilą gdy nacisk stempla osiągnie maksymalną wartość F k

m a x , ustaje plastyczne odkształcanie dna, które od tej chwili jest odciążone i znajduje się w stanie sprężystym,

4) końcowa faza płynięcia kołnierza zachodząca przy malejącej sile. Opisany wyżej przebieg wytłaczania odnosi się do ściśle określonej wartości stosunku

średnicy D krążka do średnicy dj walcowych ścianek wytłoczki. Przy innej wartości stosunku D/di przebieg tłoczenia może być inny, z uwagi na zmianę kolejności sił F k

p l , F k

m a x , F d

p l i F z r

według ich wartości (rys. 12.12).

12.4. Wpływ stopnia odkształcenia na przebieg procesu wytłaczania naczyń cylindrycznych

Przy zmiennej wartości stopnia odkształcenia K = D/di przebieg procesu wytłaczania ulega istotnym zmianom z uwagi na zmianę kolejności występowania sił F k

p l , F k

m a x , F d

p l i F z r. Sporządzając więc wykresy zależności rozpatrywanych sił od stosunku D/di (rys. 12.13), można dokonać analizy wpływu wartości K na przebieg procesu wytłaczania. Przyjęto dla uproszczenia, że średnica di walcowej części wytłoczki jest stała, natomiast zmienia się średnica D krążka. Przy takim założeniu siły F d

p l (uplastyczniając dno) i F z r (zrywająca wytłoczkę) nie zależą od stosunku D/di i na omawianym wykresie są reprezentowane przez proste równoległe do osi odciętych. Natomiast obie siły związane z procesem kształtowania kołnierza, a więc F k

p l

i F k

m a x , są tym większe im większe są średnice (D) krążka. Posługując się omawianym wykresem można wyodrębnić kilka różnych przebiegów kształtowania wytłoczki, z których każdy zachodzi w innym zakresie wartości D/di, wyznaczonym przez punkty przecięcia A, B, C, D odpowiednich linii wykresu (rys. 12.13).

W zakresie I, leżącym na lewo od odciętej punktu A, siła F k

m a x , wynikająca z oporu odkształcanego kołnierza, nie jest w stanie odkształcić plastycznie dna naczynia, gdyż F k

m a x < F d

p l . W rezultacie proces kształtowania wytłoczki jest czystym procesem ciągnienia kołnierza, a grubość dna takiej wytłoczki jest taka sama jak grubość krążka.

Przebieg procesu wytłaczania w zakresie II, zawartym pomiędzy odciętymi punktów A i B, został już poprzednio omówiony przy rozpatrywaniu wykresu na rys. 12.13 (linie ciągłe). W procesie kształtowania takiej wytłoczki występuje zarówno ciągnienie kołnierza, jak i rozciąganie dna. To samo odnosi się do zakresów III i IV, z tą różnicą że w obu tych zakresach, aby nie dopuścić do obwodowego pęknięcia ścianki wytłoczki, proces kształtowania musi być przerwany zanim siła nacisku stempla osiągnie wartość F z r. Z tego względu, w zakresie III i IV jest możliwe kształtowanie jedynie płytkich wytłoczek z płaskimi kołnierzami. Wytłoczki odpowiadające IV zakresowi powstają głównie wskutek pocienienia dna, gdyż uplastycznienie kołnierza, o ile wystąpi, ma miejsce w końcowej fazie wytłaczania, czyli zachodzi


w drugiej kolejności. Wysokości wytłoczek z zakresu IV są mniejsze niż z zakresu III, a to dlatego, że uplastycznienie kołnierza w tym zakresie zachodzi w pierwszej kolejności.

W zakresie V kołnierz jest zbyt szeroki, by mógł zostać uplastyczniony, a płytkie wgłębienie w blasze uzyskuje się wyłącznie przez rozciąganie dna.

Rys. 12.13. Przebiegi sił występujących w procesie wytłaczania w zależności od stopnia odkształcenia K = D/d i ;(J ; = const.)[15]

12.5. Stadia procesu wytłaczania i przetłaczania z zastosowaniem dociskacza

Wytłaczanie jest procesem głębokiego przekształcania płaskiego półfabrykatu w część naczyniowo-powłokową dowolnego kształtu. Dalszą zmianę wymiarów takiej części nazywamy przetłaczaniem. Operacje te wykonuje się w specjalnie skonstruowanych tłocznikach. Wytłaczanie charakteryzuje się odpowiednim przemieszczaniem materiału krążka blachy ze stopniowym zmniejszeniem zewnętrznej średnicy kołnierza w miarę zwiększania głębokości wytłaczania. W procesie wytłaczania pierścieniowy, płaski element półfabrykatu (D-d) (rys. 12.1 la) przekształca się w walec o średnicy (d) i wysokości (h) (rys. 12.1 lc). Wykorzystując operacje wytłaczania istnieje możliwość wykonywania różnych części naczyniowo-powłokowych o różnych kształtach zarysu obrzeża i ścian bocznych. Wyróżnić możemy, ze względu na geometryczny kształt, trzy grupy części naczyniowo-powłokowych: 1) o kształcie osiowo-symetrycznym (powierzchnie obrotowe), 2) o kształcie skrzynkowym, 3) o kształcie złożonym, niesymetrycznym.

Ponieważ objętość metalu przy wytłaczaniu nie zmienia się, więc po wytłoczeniu miseczki cylindrycznej bez kołnierza i bez wymuszonego pocienienia ścianki, wysokość części (h) będzie większa od szerokości pierścieniowego elementu (D-d)/2 i w przybliżeniu wynosi:


D 2 - d 2

h = 4d

W/M d f k # 0>-Dk

, . , U — dn — . .

(12.12)

Zatem wytłaczanie następuje w wyniku plastycznego odkształcenia, powodującego przemieszczanie się znacznej objętości materiału z płaskiego kołnierza do pobocznicy. Przy dużym stopniu odkształcenia i małej grubości materiału, przemieszczana objętość, jest przyczyną utraty stateczności i występowania pofałdowania. Przy małym stopniu odkształcenia i przy stosunkowo dużej grubości materiału pofałdowanie nie występuje, ponieważ w tym przypadku przemieszczana objętość jest niewielka, a półfabrykat nie traci stateczności. Dla uniknięcia tworzenia się pofałdowań, stosuje się wytłaczanie z dociskaniem części krążka do powierzchni czołowej pierścienia ciągowego.

Bazując na licznych badaniach i obserwacjach, stwierdzono, że proces wytłaczania z dociskaniem rozpoczyna się, nie od plastycznego odkształcenia kołnierza półfabrykatu, a od poprzedzającej je początko

wej fazy procesu, polegającej na miejscowym plastycznym odkształceniu nie dociśniętej części półfabrykatu (rys. 12.14a i b).

Na rysunku 12.14 przedstawiono przebieg procesu wytłaczania z dociskaniem. Na schematach A pokazano początkową fazę procesu wytłaczania, charakteryzującą się miejscowym odkształceniem plastycznym swobodnego elementu pierścieniowego, a przy dociśniętym kołnierzu, zachowującego swoje wymiary początkowe (D0). Ta faza wytłaczania odbywa się przy rozciąganiu i pocienieniu pierścieniowego elementu, przy czym największa redukcja grubości występuje na granicy tego elementu z płaskim dnem (rys. 12.14a i b).

W miarę zagłębiania się stempla siła wytłaczania wzrasta, a więc rozciągania i pocienienie swobodnego elementu również wzrasta. Na końcu tej fazy następuje plastyczne odkształcenie dennej części półfabrykatu (rys. 12.14c). Po osiągnięciu równowagi między siłą wytłaczania a wytrzymałością odkształcanego kołnierza (oporami płynięcia kołnierza), zaczyna się druga faza procesu wytłaczania, polegająca na plastycznym odkształcaniu kołnierza i wciąganiu go do matrycy (schematy B, rys. 12.14d i e). Przy wytłaczaniu bez dociskania, z małym

a)

b)

c)

d)

e)

Rys. 12.14. Etapy procesu wytłaczania z zastosowaniem dociskania krążka blachy do pierścienia ciągowego [96]: A - etap początkowy: a - początek procesu; b - swobodne rozciąganie i pocienianie elementu krążka; c - plastyczne odkształcanie dolnej części półfabrykatu; B - etap końcowy: d - plastyczne odkształcanie kołnierza; e - końcowy etap kształtowania miseczki


Rys. 12.15. Odkształcenie elementu kołnierza przy wytłaczaniu [96]

a) ^ L±

Rys. 12.16. Schemat tworzenia fałd przy wytłaczaniu - utrata stateczności kołnierza [96]: a - pierwszy etap tworzenia fałdy, b - spłaszczenie fałdy, c - utrata stateczności spłaszczonej części fałdy, d -tworzenie się kolejnych fałd o skoku 12

stopniem odkształcenia, pierwsza faza praktycznie nie występuje. Tak więc w początkowej fazie procesu wytłaczania występuje znaczne pocienienie swobodnego elementu półfabrykatu, który w procesie dalszego odkształcania przekształca się w przekrój niebezpieczny. Postępujące umocnienie materiału, pomimo ubytku grubości jest podstawą do kontynuowania procesu wytłaczania [89]. W drugiej fazie wytłaczania występuje złożony schemat plastycznego odkształcenia, w przebiegu którego płaski element półfabrykatu I (rys. 12.15), zmienia swoje wymiary (wydłuża się w kierunku promieniowym i skraca się w kierunku obwodowym) zajmując położenie II, a następnie podlega gięciu przekształcając się w element cylindrycznej pobocznicy lub przyjmuje inny kształt pobocz-nicy wytłaczanego naczynia.

Warunek plastyczności, określający przejście odkształcanego kołnierza w stan plastyczny, uwzględniając znaki naprężeń, można zapisać w postaci a r + a t =1.15R 0 2 (12.13)

Początkowo dla elementu np. krążka I (rys. 12.15), znajdującego się w pobliżu zewnętrznego brzegu kołnierza występuje największe styczne naprężenie i odkształcenie ściskające, średnie promieniowe odkształcenie rozciągające a największe pogrubienie materiału. W wyniku stycznego odkształcenia ścis-.kającego, przy wytłaczaniu cienkiego materiału występuje łatwo utrata stateczności kołnierza (rys. 12.16 i 12.17), wskutek czego tworzą się na nim fałdy. W przypadku wzrostu tylko grubości krążka blachy wystąpienie fałd jest utrudnione wskutek dużej stateczności kołnierza.

Przy przesunięciu elementu w kierunku krawędzi matrycy największe staje się promieniowe odkształcenie rozciągające, natomiast ściskanie styczne stopniowo maleje. Odkształcenie elementu staje się bardziej złożone wskutek pojawienia się dodatkowego krzy-


Rys. 12.17. Tworzenie fałd przy głębokim tłoczeniu przy braku dociskacza [96]

woliniowego odkształcenia przy gięciu, na przejściu elementu przez roboczą, zaokrągloną krawędź matrycy (pierścienia ciągowego). Następnie element półfabrykatu przechodzi do krzywoliniowej pionowej ścianki i ulega niewielkiemu osiowemu wydłużeniu wzdłuż tworzącej przy pocienieniu materiału. Dno części ulega niewielkiemu płaskiemu wydłużeniu (1^3%) i pocienieniu (2- 5%), które w większości przypadków, przy ogólnej analizie procesu, można praktycznie pominąć. Przeprowadzone badania wykazują, że odkształcenie walcowej pobocznicy w szczelinie roboczej i na zaokrągleniu dna trwa w czasie całego skoku i powoduje nieprzerwane zmniejszanie grubości materiału. Na rysunku 12.16 przedstawiono schemat tworzenia fałd na brzegu odkształcanego kołnierza. Pod działaniem stycznego naprężenia ściskającego następuje utrata stateczności kołnierza półfabrykatu i tworzenie falistej powierzchni (rys. 12.16a). W wyniku przyłożenia do półfabrykatu udarowego obciążenia utworzona fałda odkształca sprężyście dociskacz i jego zamocowanie, zwiększając szczelinę między nim a matrycą. Dalsze działanie stycznego ściskania zwiększa się wskutek nieprzerwanego zmniejszania się zewnętrznej średnicy półfabrykatu przy wytłaczaniu. Prowadzi to do spłaszczenia utworzonej fali (rys. 12.16b), a następnie do utraty stateczności płaskiej części fałdy, która przegina się w przeciwnym kierunku (rys. 12.16c). Wskutek tego tworzy się płytsza fałda, w której zamiast jednej, wystąpiły trzy fale (rys. 12. lód). Proces tworzenia fałd przedłuża się skokowo do chwili, gdy utworzy się w pełni sztywna płytka fałda. W zależności od różnego stopnia sztywności kołnierz półfabrykatu, charakteryzującego się stosunkiem g/D, a także od różnego stopnia odkształcenia K = D/d najpierw występuje różna liczba fal na obwodzie. Przy dostatecznie dużej względnej grubości krążka fałdy nie występują, gdyż kołnierz nie traci stateczności w procesie wytłaczania. Najbardziej niebezpiecznym miejscem w wytłaczanej miseczce jest strefa przejścia z dna do ścianek bocznych z powodu występowania już w początkowej etapie wytłaczania znacznego pocienienia materiału i dużej wartości naprężeń rozciągających. Przy dużym stopniu odkształcenia lub w przypadku tworzenia fałd w kołnierzu naprężenia rozciągające w niebezpiecznym przekroju przewyższają jego wytrzymałość i prowadzą do oderwania dna (rys. 12.22). Warunek wytrzymałości niebezpiecznego przekroju określa dopuszczalny stopień odkształcenia przy wytłaczaniu i wyrazić go można następująco

CTmax<<*m=Rm(1 + e r )

przy czym dla stali: 08, 10 1H18N9 a m a x < 1 . 4 R m ,

gdzie: crm a x - największe naprężenie w niebezpiecznym przekroju; a, rozciągające (przy wydłużeniu równomiernym er).

(12.14)

• rzeczywiste naprężenie


Główne kierunki racjonalnego projektowania lub doskonalenia procesu wytłaczania zmierzają do wytworzenia warunków najbardziej sprzyjających odkształceniu metalu, w celu zmniejszenia rozciągających naprężeń w niebezpiecznym przekroju. Osiąga się to m.in. przez: - zmniejszenie naprężeń w początkowej etapie wytłaczania, - zmniejszenie oporu odkształcenia płaskiego kołnierza, - zwiększenie wytrzymałości metalu w niebezpiecznym przekroju, - zmniejszenie stycznych naprężeń ściskających w odkształcanym kołnierzu lub zwiększe

nie jego stateczności (sztywności) w celu zapobieżenia tworzeniu fałd. Przez spełnienie podanych warunków uzyskuje się zwiększenie głębokości wytłaczania

w jednej operacji, zmniejszenie liczby operacji, udoskonalenie procesu wytłaczania części o złożonym kształcie. Na rysunku 12.18 pokazano schematy stanu naprężeń i odkształceń w różnych miejscach elementu przy wytłaczaniu z dociskaczem, wyjaśniające zachowanie się materiału w tym procesie. Dla poglądowego przedstawienia charakteru odkształceń i umożliwienia określenia ich wartości w poszczególnych miejscach wy tłoczki stosuje się metodę nanoszenia na powierzchni krążka prostokątnej lub promieniowo-pierścieniowej siatki koordynacyjnej, a następnie badania jej zniekształcenia przy wytłaczaniu. Pomiary zniekształconej siatki wykazują m. in., że w pierwszej operacji ciągnienia wartość stycznego odkształcenia skracającego przewyższa wartość promieniowego odkształcenia wydłużającego.

Rys. 12.18. Schematy naprężeń i odkształceń przy wytłaczaniu [96]: (a - naprężenia, e - odkształcenia, indeksy przy a i s oznaczają: r - promieniowe, t - styczne, g - normalne)

Kształtowanie przez przetłaczanie Niebezpieczeństwo obwodowego pękania wyrobu w czasie wytłaczania ogranicza śred

nicę użytego krążka d, a więc i wysokości wytłoczki h, która zwykle nie przekracza około (0,7-s-0,8)d. W celu uzyskania naczyń o większej wysokości w stosunku do średnicy należy wstępnie ukształtowaną wytłoczkę (miseczkę), poddać przetłaczaniu [15].

Najczęściej realizowany sposób przetłaczania pokazano na rysunku 12.19a. Przetłaczanie można również prowadzić tak, aby wewnętrzna powierzchnia wytłoczki stała się powierzchnia zewnętrzną. Sposób ten, nosi nazwę przewijania (rys. 12.19b). Przewijanie stosuje się dość


rzadko, przede wszystkim przy wykonywaniu większych wytłoczek o dostatecznie cienkiej ściance. Przetłaczanie, podczas którego wytłoczka jest dociskana do stempla cieczą pod ciśnieniem (rys. 12.19c), wskutek korzystnego wpływu tarcia między stemplem, a cylindryczną ścianką umożliwia uzyskanie w jednej operacji znacznie wyższych wytłoczek niż przy zastosowaniu sposobów omówionych poprzednio. Wymaga ono jednak zastosowania specjalnego oprzyrządowania prasy.

a) b) c) F F F

Rys. 12.19. Sposoby przetłaczania [15]: a - swobodne, b - przewijanie, c - przetłaczanie hydrauliczne

Przebieg procesu przetłaczania zostanie rozpatrzony na przykładzie wykonania wytłoczki cylindrycznej (rys. 12.20). Pod wpływem nacisku wywieranego przez stempel na dno wytłoczki (rys. 12.20a) swobodna jego część, przechodząc przez stożek matrycy o tworzącej AB (rys. 12.20b), stopniowo przekształca się w ściankę pionową. Przebieg odkształcania dna jest zbliżony do procesu wytłaczania. Następnie przez stożek matrycy przechodzi część cylindryczna wytłoczki, zmniejszając swą średnicę z d t do d 2 (rys. 12.20b, c). Odbywa się to pod wpływem promieniowych naprężeń rozciągających &2 i obwodowych ściskających aj.

a) b) c) d)

Rys. 12.20. Przetłaczanie swobodne [15}: a - początek procesu, b - kształt wytłoczki podczas przetłaczania, c - zakończenie procesu, d - zależność między siłą przetłaczania a drogą stempla

4


Kształtowanie przebiega więc w sposób charakterystyczny dla procesów ciągnienia. Zmniejszanie bocznej średnicy ścianki wytłoczki zachodzi przy ustalonej geometrii warunków kształtowania. Obszar plastycznego płynięcia obejmuje bowiem jedynie stożek kształtujący i jest ograniczony punktami A i B. Pozostałe obszary wytłoczki są w stanie sprężystym. Jest to istotna różnica w stosunku do operacji wytłaczania, w której średnica zewnętrzna kołnierza kształtowanej wytłoczki ulega zmianie przez cały czas trwania procesu, a obszar uplastyczniony dochodzi do krawędzi kołnierza.

Przebieg siły przetłaczania zależy od tego, czy po operacji wytłaczania zastosowano wyżarzanie rekrystalizujące, czy też przetłaczaniu poddaje się wytłoczkę w stanie umocnionym. Dla pierwszego przypadku przebieg siły przedstawiono na rysunku 12.20d. linią przerywaną. Na początku procesu występuje szybki wzrost siły. Po ustaleniu się warunków geometrycznych wartość siły przetłaczania powinna być stała. W rzeczywistości występuje jednak pewien jej wzrost, który jest spowodowany niejednakową grubością ścianki wytłoczki. Grubość ta jest najmniejsza w pobliżu dna, a największa na obrzeżu. Przebieg siły przetłaczania wytłoczki nie wyżarzonej pokazano na rys. 12.20d. linią ciągłą. W tym przypadku w poszczególnych fazach procesu siła ma znacznie większe wartości, przy czym wzrost jej podczas zmiany średnicy ścianki bocznej jest szybszy niż dla wytłoczki wyżarzonej. Jest to spowodowane niejednakowym umocnieniem materiału wzdłuż ścianki, które wystąpiło podczas wytłaczania. Najmniejsze umocnienie występuje przy dnie, największe zaś na obrzeżu.

Siła przetłaczania osiąga największą wartość pod koniec procesu. Po osiągnięciu maksimum siła szybko spada do wartości (Ft) (rys. 12.20d), potrzebnej do pokonania oporów tarcia obrzeża wytłoczki o cylindryczną ściankę otworu matrycy. Prawidłowy przebieg procesu przetłaczania mogą zakłócić trzy zjawiska: 1) obwodowe rozdzielenie wytłoczki w pobliżu dna, spowodowane przekroczeniem wytrzy

małości bocznej ścianki, 2) fałdowanie ścianki wytłoczki - wywołane obwodowymi naprężeniami ściskającymi, 3) wzdłużne pęknięcie ścianki przy obrzeżu wytłoczki, będące wynikiem nadmiernego

umocnienia materiału i niekorzystnego działania naprężeń własnych [15]. Wymienione zjawiska ograniczają zakres stosowania operacji przetłaczania. Przez wielokrotne, kolejne ( m 2 , m 3 , m 4 , m 5 ) operacje przetłaczania można uzyskać stop

niowo zmniejszające się średnice wytłoczki ( d 2 , d 3 , ... , d„_i, d n ) i zwiększające się wysokości wytłoczek ( h ) . W każdej z tych operacji musi być spełniony warunek

m n = - ^ - > -Hs_ (12.15) d n - l l ^ n - l j g r

Wartości ( d n /d n _ i ) g r dla kolejnych operacji przetłaczania ulegają zwiększaniu. Wynika to ze wzrastającego oporu plastycznego ścianki wytłoczki wywołanego zwiększającym się umocnieniem materiału. Zastosowanie operacji wyżarzania zmniejsza opory kształtowania, a więc pozwala zmniejszyć odpowiednio wartości współczynnika przetłaczania. Bez względu na liczbę zrealizowanych już operacji przetłaczania, po wyżarzaniu rekrystalizującym dobór współczynników przetłaczania rozpoczyna się ponownie od ( m 2 ) , a nawet mogą być zmniejszane o 3-8-5%.


12.6. Zmiany grubości ścianki i składowych odkształceń logarytmicznych na osiowym przekroju miseczki cylindrycznej

Określenie zmian grubości ścianki i składowych odkształceń logarytmicznych (£r, et, s g) na osiowym przekroju miseczki cylindrycznej jest podstawą do oceny poprawności przebiegu procesu tłoczenia. W przypadku wytłaczania części walcowych bez kołnierza największe pocienienie wynosi IO-T-18%, a pogrubienie na krawędzi miseczki 20^-30% grubości początkowej materiału. Grubość materiału w miejscu przejścia dna w ściankę boczną zmniejsza się wraz ze wzrostem stopnia odkształcenia, względnej grubości krążka blachy, (g0/D0), plastyczności metalu, liczby operacji ciągnienia oraz ze zmniejszeniem promieni zaokrągleń stempla i matrycy. Często do badań zmian odkształceń stosujemy siatki koordynacyjne o różnych kształtach oczek. Odkształcenia można wówczas wyznaczyć z następujących wzorów: - wydłużenie w kierunku promieniowym

- skrócenie w kierunku stycznym

e t = ln—

- zmiana grubości materiału

ln _g_ go

(12.16)

(12.17)

(12.18)

0.3

Przy założeniu stałej objętości materiału, występują następujące zależności (przy uwzględnieniu znaków odkształceń) 8 r - S , ± 8 G = 0 (12.19)

lub

-0.2 -Ą3 -4* 0.5

-UJ • /TB

A ^

-UJ • /TB

A ^

-UJ • /TB

A ^

-UJ • /TB

A ^ c £

> - " *

8g d g ^8

* 8g d g ^8

* 8g d g ^8

* 8g d g ^8

*

\ .

8g d g ^8

*

X .

- L . J L J L = i r

o d 0 go (12.20)

Rys. 12.21. Zmiana składowych odkształceń logarytmicznych na długości tworzącej miseczki cylindrycznej [96]

Na rysunku 12.21 przedstawiono graficznie zmiany składowych odkształceń logarytmicznych na długości tworzącej miseczki cylindrycznej. Z przebiegu tych krzywych wynika, że na zaokrągleniu przy dnie i nieco wyżej (wyjście promienia w część cylindryczną miseczki, punkt C), gdzie występuje największe pocienienie materiału, styczne odkształcenie ściskające (skracające - przesuwanie analizowanego punktu na tworzącej do osi symetrii miseczki), przewyższa swą wartością promieniowe odkształcenie wydłużające. Jak widać z przebiegu krzywych odkształceń, przy wytłaczaniu, w rzeczywistości, mają one charakter przestrzenny i tak powinny być analizowane.


12.7. Zjawiska ograniczające proces wytłaczania

Przy projektowaniu i realizacji procesu wytłaczania blach należy brać pod uwagę możliwość wystąpienia dwóch zjawisk stanowiących przeszkody w otrzymywaniu wy tłoczek o żądanym kształcie i wymiarach. Są to: 1) pękanie obwodowe ścianki (rys. 12.22a), 2) fałdowanie kołnierza (rys. 12.22b).

a) b)

Rys. 12.22. Skutki występowania zjawisk zakłócających wytłaczanie [15]: a - pęknięcie ścianki, oderwanie dna, b - pofałdowanie ścianki

Pękanie obwodowe ścianki występuje w pobliżu dna wytłoczki. W tym miejscu ścianka ma najmniejszą grubość i jest tylko nieznacznie umocniona, a stan odkształcenia jest zbliżony do płaskiego, przy którym odkształcenia graniczne osiągają wartości najmniejsze [15, 66]. Aby więc nie dopuścić do pękania ścianki, proces wytłaczania musi być zrealizowany przy sile tłoczenia mniejszej od siły zrywającej (rys. 12.12 i 12.13) F K M A X < F Z R (12.21)

Jak widać z rysunku 12.13, nierówność ta jest spełniona wówczas, gdy stosunek średnicy D krążka do średnicy di wytłoczki jest mniejszy od odciętej punktu B, leżącego na przecięciu linii F k

m a x i F z r. Warunek ten jest spełniony w zakresie

DI lub ^ = m i >

D 4 -1 (12.22) D / g r - V - / g r

gdzie: mx jest współczynnikiem wytłaczania. Warunki, które korzystnie wpływają na proces wytłaczania, polegają głównie na zmniej

szeniu maksymalnej siły tłoczenia F k

m a x i zwiększeniu siły zrywającej F z r. Zmniejszenie siły F k

m a x osiąga się przez: - zaokrąglenie krawędzi pierścienia ciągowego możliwie dużym promieniem r m > (5^-10)g

(rys. 12.12), co zmniejsza pracę gięcia plastycznego, związaną z podwójną zmianą krzywizny blachy na tej krawędzi oraz zmniejsza występujące na niej opory tarcia,

- obniżenie oporów tarcia miedzy blachą, a powierzchniami roboczymi matrycy i dociska-cza przez staranne wypolerowanie i odpowiednie smarowanie tych powierzchni,


- ograniczenie do niezbędnego minimum nacisków jednostkowych wywieranych przez do-ciskacz. Na zwiększenie siły F z r mają wpływ:

- wykonanie możliwie dużych promieni zaokrąglenia stempla r s « (4- 6)g (rys. 12.12), - zwiększenie tarcia między stemplem i kształtowaną blachą, co powoduje odciążenie nie

bezpiecznego przekroju wytłoczki. Przy zachowaniu możliwie optymalnych warunków procesu wytłaczania można go zre

alizować stosując podane w tabeli 12.5, najmniejsze, dopuszczalne wartości współczynników wytłaczania (mi).

Tabela 12.5. Najmniejsze dopuszczalne wartości współczynnika wytłaczania ni! dla naczyń cylindrycznych bez kołnierza

g Względna grubość krążka — 100

d 2.0 1.5 1.0 0.5 0.2 0.06

Współczynnik wytłaczania ni] 0.46 0.50 0.53 0.56 0.58 0.60

Wartości te są tym większe, im mniejsza jest tzw. względna grubość krążka (g/D)100, której zmniejszenie powoduje zwiększenie najmniejszej możliwej do uzyskania średnicy wytłoczki, a przez to zmniejszenie również jej wysokości. Oznacza to, że kształtowanie przez wytłaczanie cienkich krążków jest trudniejsze niż kształtowanie krążków grubych.

Wartości współczynnika (mi) zależą w niewielkim stopniu od rodzaju kształtowanego materiału, toteż dane liczbowe zawarte w tabeli 12.5 można stosować do różnych gatunków stali miękkiej, mosiądzu, miedzi itp.

Tak więc jak wynika z poprzednich rozważań, siła F k

m a x jest równa sile zrywającej F z r

wówczas, gdy współczynnik m! jest równy granicznej wartości stosunku (di/D)gr Maksymalną siłę wytłaczania można wyznaczyć ze wzoru (12.7) czyli F k

m a x = F w t . Wieloletnie badania autorów [15, 64, 70] doprowadziły do sformułowania kilku wska

zówek i uwag dotyczących procesu wytłaczania. Wykorzystanie ich pozwoli na ograniczenie wpływu niekorzystnych zjawisk występujących w trakcie procesu wytwarzania przedmiotów tłoczonych: - tłoczenie miękkiego (wyżarzonego) metalu przebiega nieco lepiej przy użyciu stempla

0 półkolistym zakończeniu, niż przy użyciu stempla o płaskiej powierzchni czołowej 1 małych zaokrągleniach,

- tłoczenie metalu utwardzonego przebiega znacznie lepiej przy użyciu stempla o płaskiej powierzchni czołowej,

- przy użyciu stempla o półkolistym zakończeniu tłoczność większości metali pogarsza się, - przy użyciu stempla o płaskim zakończeniu, początkowy stan materiału ma niewielkie

znaczenie, gdyż odkształcenia w dnie wytłoczki nie przekraczają 5V7%, a więc następuje tylko nieznaczne umocnienie tej części naczynia, natomiast występuje intensywne pocienienie ścianki na wejściu promienia w część cylindryczną miseczki (rys. 12.1 lb, pkt. B irys. 12.21, pkt. C).


12.8. Kryteria stosowania dociskacza w procesie wytłaczania i przetłaczania

Najprostszym sposobem zapobiegania fałdowaniu się płaskiego kołnierza jest zastosowanie dodatkowego pierścienia dociskającego blachę do powierzchni pierścienia ciągowego z pewną siłą (Fd), a więc prowadzenie wytłaczania z dociskaczem (rys. 12.11).

Zastosowanie dociskacza powoduje pojawienie się dodatkowych oporów wytłaczania, związanych z siłami tarcia, występującymi między kołnierzem a powierzchniami pierścienia ciągowego i dociskacza. Dlatego też dociskacz stosuje się tylko w tych przypadkach, gdy jest to bezwzględnie konieczne. Oprócz względnej grubości krążka istotny wpływ na utratę stateczności procesu wskutek fałdowania wywiera również wartość współczynnika wytłaczania. Można przyjąć, że zastosowanie dociskacza jest konieczne, jeżeli zachodzi następująca zależność empiryczna

Przy wytłaczaniu krążków o większej grubości względnej proces można prowadzić bez użycia dociskacza.

W przypadku wytłaczania z dociskaczem konieczny jest poprawny dobór siły dociskającej. Siła ta nie może być zbyt mała, ponieważ dociskacz nie spełni swego zadania; z drugiej zaś strony nie może być zbyt duża, gdyż prowadzi do nadmiernego wzrostu siły tłoczenia i pęknięcia wytłoczki (rys. 12.22). Siłę wywieraną przez dociskacz oblicza się na podstawie wzoru

g > 0,5 mm q = 1.5*2.5 MPa, rm - promień zaokrąglenia krawędzi matrycy; rm = ay(D - d, )g ;

a - współczynnik; a = 0,8 - dla stali, a = 2 - dla aluminium i stopów lekkich. Dociskacz zapobiega tworzeniu się fałd jedynie na płaskim kołnierzu wytłoczki. Przy

wykonywaniu wytłoczek o innych kształtach niż cylindryczne, fałdy mogą powstawać również poza kołnierzem, w obszarach swobodnych, a więc nie podpartych przez elementy kształtujące narzędzi. Występuje to przede wszystkim przy kształtowaniu wytłoczek typu karoseryjnego oraz cienkościennych naczyń o kształcie stożków ściętych. Fałdowanie jest spowodowane działaniem obwodowych naprężeń ściskających. Naprężenia te można zmniejszyć lub nawet zupełnie wyeliminować przez zwiększenie promieniowych naprężeń rozciągających. Najczęściej uzyskuje się to przez zastosowanie progów ciągowych w starszych konstrukcjach tłoczników lub punktowo działających dociskaczy w nowszych konstrukcjach przyrządów.

W procesie przetłaczania (rys. 12.21b) występuje również niekorzystne zjawisko fałdowania. Pojawia się wówczas, gdy przy określonym współczynniku przetłaczania wartość sto-

W z d - » - J l 0 0 < 5 ( 1 - 1 1 1 , ) (12.23)

(12.24)

gdzie: A d - powierzchnia, na którą działa dociskacz (rys. 12.14), q - nacisk jednostkowy zależny od rodzaju materiału i jego grubości, dla stali miękkiej przy


sunku grubości ścianki przetłaczanej wytłoczki do jej średnicy jest zbyt mała. Przyczyną fałdowania jest zjawisko wyboczenia ścianki, wywołane, jak przy wytłaczaniu, obwodowymi naprężeniami ściskającymi. Można przyjąć, że fałdowanie w procesie przetłaczania nie wystąpi, jeżeli jest spełniona empiryczna zależność

- ^ - 1 0 0 > — (12.25) d n - l m n

Jeżeli podany warunek nie jest spełniony, to w danej operacji należy zastosować doci-skacz. Siłę docisku ustala się doświadczalnie. Zależy ona od kształtu matrycy, stosunku (g/dn-i), rodzaju materiału i sposobu smarowania. Wymagane naciski jednostkowe na do-ciskaczu są wielokrotnie mniej sze niż dla procesu wytłaczania.

WŁASNOŚCI TECHNOLOGICZNE

I UŻYTKOWE ORAZ JAKOŚĆ

WYROBÓW PO PRZERÓBCE

PLASTYCZNEJ

13. Technologiczne metody badawcze 303

13. TECHNOLOGICZNE METODY BADAWCZE

13.1. Własności i jakość wyrobu

Celem wszystkich procesów przeróbki plastycznej jest wytworzenie wyrobu o: - odpowiednim kształcie i wymiarach, - żądanych własnościach mechanicznych, - wysokiej jakości i klasie wykonania, - zdolnego do dalszego przerobu.

Wymagania i zadania, jakie stawia się wyrobom finalnym, są zawarte w stosownych normach, przypisach, dokumentacji, zaleceniach opracowanych przez instytucje krajowe, branżowe, w kontraktach, umowach i zaleceniach wykonawczych.

Wyrób po wyprodukowaniu podlega mniej lub bardziej szczegółowej kontroli jakości. Badania wyrobu prowadzą specjalne służby zakładowe - Dozór Kontroli Jakości (DKJ ). Badania mogą też prowadzić służby techniczne zamawiającego, służby i instytucje niezależne, rozjemcze, firmy certyfikujące, firmy ubezpieczeniowe. Miejsce i sposób prowadzenia kontroli wyrobu finalnego jest ustalony i zapisany w kontraktach handlowych. Zapis ten traktuje również jakie próby technologiczne oraz jakie badania i pomiary należy wykonać, aby sprawdzić szeroko rozumianą jakość wyrobu i spełnienie stawianych wymagań.

Pomiar wymiaru i kształtu dokonywany jest przy pomocy przyrządów i mierników charakteryzujących się odmienną konstrukcją i różną dokładnością pomiaru.

Własności wytrzymałościowe i plastyczne określane są najczęściej z próby jednoosiowego rozciągania, a posiłkowane są próbami twardości i udarności.

Jakość wyrobu, jego przydatność użytkowa czy też zdolność do dalszego przetwarzania ocenia się w próbach technologicznych. Prób tych jest kilkaset; mniej lub bardziej stosowanych. Rezultaty przeprowadzonych badań kontrolnych świadczą o jakości wyrobu.

Bardzo interesującą definicję jakości podaje norma międzynarodowa ISO8402 w swoim systemie zapewniania jakości.

Definicja jakości: jest to ogół właściwości i charakterystyk wyrobu lub usługi, nadających mu zdolności do zaspokojenia potrzeb użytkowników. Wyrób, którego klient nie kupi, jest złej jakości, choćby był zgodny z normami, przepisami i z dokumentacją.

Definicja ta, bardzo liberalna w swojej treści, precyzuje wyraźnie, że ostatnią i najważniejszą jednostką oceniającą jakość wyrobu jest kupujący go klient. Definicja ta daje ogromną wolność produkcyjną, mówiąc inaczej: człowieku możesz produkować co tylko chcesz, powinieneś to robić zgodnie z normami, ale to wszystko może być złe, jeżeli nie kupi tego klient.

Przykład kontroli jakości i odbioru wyrobu Pewien armator duński zamówił w stoczni w Szczecinie statek. Do budowy tego statku

zostanie użyte tysiące wyrobów z różnych materiałów. Z wyrobów wytworzonych w procesach

304 Własności technologiczne i użytkowe oraz jakość wyrobów po przeróbce plastycznej

przeróbki plastycznej będą to: blachy grube, blachy cienkie, rury kotłowe i przewodowe, śruby, nity, liny, kształtowniki, odkuwki, wały, wyroby tłoczone, itp.

Armator zna się na żegludze, transporcie, handlu i nie ma służb mogących dokonać kontroli materiałów, z których zostanie zbudowany statek. Kto ma to zrobić? Otóż armator duński zgłasza do angielskiej firmy ubezpieczeniowej Lloyd's Register, że zamówił w polskiej Stoczni Szczecin, statek i chciałby, aby po zwodowaniu statek ten został ubezpieczony. Firma ubezpieczeniowa wyraża zgodę i przejmuje kontrolę nad budową tego statku.

Jak wygląda to w praktyce? Huta Jedność S.A. w Siemianowicach Śląskich otrzymała od stoczni w Szczecinie zamówienie na dużą partie stalowych rur kotłowych. Czy huta przystępuje do produkcji? Nie. Najpierw uzgadnia z przedstawicielem firmy Lloyd's jakie własności mają posiadać rury i jakimi próbami będzie to kontrolowane. Znając warunki odbioru huta przystąpiła do produkcji. Czy po wyprodukowaniu, rury mogą być przekazane do Szczecina ? Na razie nie. Huta zgłasza firmie Lloyd's, że wyprodukowała rury i jest gotowa do ich odbioru. Do huty przyjeżdża przedstawiciel firmy Lloyd's, gdzie w jego obecności, w laboratorium zakładowym, zostaną wykonane stosowne próby, m.in. będzie to: próba jednoosiowego rozciągania - sprawdzającą czy materiał posiada wyraźną granicę plastyczności; próba ciśnieniowa - sprawdzającą czy rura wytrzyma ciśnienia 100 atm. wtłaczanej wody; próba spłaszczania - oceniającą czy w wyniku spłaszczenia do styku wewnętrznych ścian na krawędzi zgięcia powstanie pęknięcie; próba kołnierzowa - sprawdzającą możliwości dalszego odkształcania końca rury; próba badań ultradźwiękowych - wykrywającą wady wewnętrzne w postaci: wtrąceń niemetalicznych, pęknięć, pęcherzy, itp. Stosowny protokół kontroli pozwala dopiero na wysłanie rur do stoczni. Takim samym odbiorom Lloyda będą poddane: blachy grube - produkowane przez Hutę Częstochowa, liny- produkowane w Fabryce Lin i Drutu we Włocławku, śruby - wytworzone w Fabryce Śrub w Łańcucie, itp. Statek zwodowano i rozpoczęto próbne rejsy w obecności przedstawicieli armatora, stoczni, firmy ubezpieczeniowej. Czy to jest odbiór statku? Nie. Sprawdzenie czy kluczowe materiały przeszły kontrolę odbioru Lloyda jest gwarantem jakości zbudowanego statku.

Technologicznych prób badania własności, przydatności i jakości wyrobu finalnego po przeróbce plastycznej jest bardzo wiele. Zdarza się, że na sprawdzenie i badanie tylko jednej własności istnieje kilkanaście prób. Przykładowo dla oceny tłoczności blachy, a więc jej podatności do głębokiego tłoczenia obowiązują próby: - Erichsena - w Polsce, Niemczech, Rosji i Szwecji, - Olsena - w U.S.A. i Kanadzie, - Avery - w Wielkiej Brytanii, - Guillery - we Francji, a dodatkowo zalecane są próby Fukui, Jovignota, NPL, KWI, Sachsa, IOP, Engelhardta i Grossa. Oznacza to, że polski inżynier nadzorujący produkcję blach przeznaczonych do tłoczenia musi znać te próby, gdyż różny kierunek eksportu wyrobu to konieczność wykorzystania różnych metod badania jakości wyrobu.

W dalszej części niniejszego rozdziału przedstawiono charakterystykę kilku podstawowych prób technologicznych, jakim poddawane są blachy, taśmy, druty, rury. Zaprezentowano


również zakres wymagań oraz badań finalnego wyrobu na przykładzie zawleczki - produktu wielu operacji i zabiegów różnych procesów przeróbki plastycznej.

13.2. Normy wymagań i kontroli jakości

Charakterystyka wyrobu finalnego, zakres stawianych mu wymagań, a także próby technologiczne oceniające wyrób, zawarte są w normach. Na terenie Polski obowiązują normy ustanowione, przetłumaczone lub zatwierdzone przez Polski Komitet Normalizacyjny, zwany dawniej Polskim Komitetem Normalizacji, Miar i Jakości.

PKN organizuje i prowadzi działalność normalizacyjną zgodnie z potrzebami kraju oraz reprezentuje Polskę w międzynarodowych i regionalnych organizacjach normalizacyjnych. PKN jest stałym członkiem Międzynarodowej Organizacji Normalizacyjnej ISO oraz afilian-tem w Europejskim Komitecie Normalizacyjnym CEN. PKN ustanawia Polskie Normy oraz ogłasza je numerem PN na zasadzie wyłączności. Stosowanie Polskich Norm jest dobrowolne, chyba, że obowiązek ich stosowania został wprowadzony na drodze rozporządzeń Rady Ministrów.

Każde państwo ma swoją symbolikę w normach, np.:

Normy charakteryzujące wyrób finalny, np.: PN-76/M-82001 - ZAWLECZKI; PN-84/M-81000 - GWOŹDZIE; zawierają w swojej treści: charakterystykę przedmiotu normy, podział i oznaczenie wyrobu, wymagania (wymiarowe, materiałowe, jakościowe, własności), sposób przechowywania, wytyczne dla transportu oraz wykaz i szczegółowy opis badań.

Normy opisujące próby technologiczne, np.: PN-90/H-04408 - Technologiczna próba zginania; PN-90/H-04407 - Próba przeginania blach i taśm; PN-79/H-04400 - Próba tłoczności metodą Erichsena; we wstępie określają zakres stosowania normy, zasadę próby, określenie wielkości i ich znaczeń. W dalszej części prezentują urządzenie i zasadę doboru jego nastaw, sposób pobierania i przygotowania próbek. Ważną częścią normy jest szczegółowy opis wykonywania próby z oceną jej wyników. Końcową cześć normy stanowi wykaz co powinien zawierać protokół z wykonania próby.

Realizując technologiczną próbę należy bezwzględnie przestrzegać warunków prowadzenia próby. Niedopełnienie któregoś z wymagań dyskwalifikuje wynik próby.

W ostatnich latach zaczęły obowiązywać w Polsce normy o nowych oznaczeniach np.: PN-ISO 7800 - Drut. Próba jednokierunkowego skręcania. PN-ISO 7801 - Drut. Próba przeginania dwukierunkowego.

Polska - PN, Niemcy - DIN, Rosja-GOST, Węgry - MSZ,

Francja - NF, USA-ASTM,

Wielka Brytania - BS,

Hiszpania - UNE, Czechy - CSN,

Japonia - JIS, Chiny - GB, Szwecja - SS.


Normy te są tłumaczeniem oficjalnej wersji językowej norm międzynarodowych ISO 7800:1984 (E) i ISO 7801:1984 (E). Zostały one wydane jako całkowicie równoważne, bez zmian redakcyjnych w stosunku do wprowadzanych norm.

Międzynarodowa Organizacja Normalizacyjna ISO jest światową federacją krajowych organizacji normalizacyjnych (organizacje członkowskie ISO). Czynności związane z przygotowaniem norm międzynarodowych są wykonywane przez komitety techniczne ISO. Każda organizacja członkowska zainteresowana tematem, dla którego powołano komitet techniczny, ma prawo być reprezentowana w tym komitecie. Międzynarodowe organizacje, rządowe i pozarządowe, związane z ISO, także mogą brać udział w tych pracach. Projekty norm międzynarodowych, przyjęte przez komitety techniczne, są przesyłane organizacjom członkowskim do aprobaty przed zatwierdzeniem ich przez Radę ISO jako norm międzynarodowych. Normy międzynarodowe ISO 7800 i ISO 7801, zostały przygotowane przez komitet techniczny ISO/TC 164 i były ankietowane wśród organizacji członkowskich. Zostały one przyjęte przez organizacje członkowskie kilkudziesięciu państw, w tym Polski.

Przykładem współpracy Polskiego Komitetu Normalizacyjnego PKN z Europejskim Komitetem Normalizacyjnym CEN jest wprowadzenie Normy Polskiej: PN-EN 10233 - Rury. Próba spłaszczania. Niniejsza norma jest oficjalnym tłumaczeniem normy europejskiej EN 10233:1993.

Wiele prób technologicznych i metod badawczych testujących wyrób, zostało opracowanych przez centralne oraz branżowe instytuty badawcze i zamieszczone w zaleceniach. Przykładem tego jest: - Zalecenie INOP-Z/201-21-78- Współczynnik anizotropii normalnej. - Zalecenie to zostało opracowane przez Instytut Obróbki Plastycznej w Poznaniu.

Oprócz norm międzynarodowych ISO, norm europejskich EN, krajowych PN, istnieją normy branżowe i zakładowe. Normy te zostały opracowane w oparciu o normy „wyższego rzędu" i nie mogą być z nimi sprzeczne. Normy takie obowiązują w poszczególnych zakładach produkcyjnych lub branżowej grupie zakładów.

13.3. Próba tłoczności metodą Erichsena

Próba Erichsena stosowana jest powszechnie w krajach basenu morza Bałtyckiego (w Polsce, Rosji, Niemczech, Danii i Szwecji) do pomiaru tłoczności cienkich blach, taśm, pasów i bednarki o grubości od 0,1 mm do 2,0 mm oraz szerokości 13 mm i większej, wykonanych ze stali, metali nieżelaznych i ich stopów.

Próba Erichsena jest jedyną próbą tłoczności w Polsce, ujętą przez Polski Komitet Normalizacyjny w normie PN-79/H-04400 [78]. Próba polega na powolnym wtłaczaniu w

^ cj^S5

155*0.1

Rys. 13.1. Położenie próbki w przyrządzie Erichsena lO, 781


próbkę, dociśniętą do matrycy pierścieniem dociskowym, kulisto zakończonego stempla do momentu powstania w próbce pęknięcia przechodzącego na wskroś, oraz pomiarze głębokości wtłoczenia (rys. 13.1).

Wymiar średnicy stempla di i odpowiadające mu średnice matrycy d 2 i pierścienia dociskowego d3, dobiera się w zależności od szerokości b badanej blachy (tab. 13.1).

Tabela 13.1. Wymiary narzędzi używanych w próbie Erichsena

Wymiar próbki Średnica kuliso Wewnętrzna średnica Symbol rodzaju próby

grubość a

szerokość lub średnica

b

zakończonego stempla d,

matrycy d2

pierścienia dociskowego

d3

mm mm mm mm mm IE 0,2 -2,0 90* 20 ± 0,05 27 ± 0,05 33 ±0,1

IE2 1 0,2 -2,0 90 -55 15 ±0,02 21 ± 0,02 18 ±0,1 IEn 0,2 -1,0 55-30 8 ± 0,02 11 ± 0,02 10 ±0,1 IE5 0,1 -0,75 30-13 3 ± 0,02 5 ± 0,02 3,5 ±0,1

* dopuszcza się w przypadkach stosowania próbek o szerokości 55 < b < 90 mm

Miara i wynik próby Wynik pomiaru głębokości wytłoczenia oznaczamy literą h. Miarą tłoczności h ś r jest

średnia arytmetyczna wyników pomiaru głębokości wtłoczeń hj

n i = i

gdzie: h ś r - miara tłoczności (średnia arytmetyczna n wyników pomiarów), hi - głębokość i-tego pomiaru, n - liczba pomiarów.

Symbolem próby Erichsena jest IE, który stosujemy, gdy wymiary narzędzi odpowiednio wynoszą: dj = 20 mm, d2 = 27 mm, d3 = 33 mm - najczęściej stosowane w praktyce. W przypadku zastosowania innego kompletu narzędzi (tab. 13.1) do liter IE dodajemy w dolnym indeksie wielkość średnicy matrycy d2, tj. IE5, IE n , IE2i. Jeżeli moment pęknięcia określono na podstawie nagłego obniżenia siły wtłaczania, symbol rodzaju próby uzupełnia się górnym indeksem N, tj. IEN, IE 5

N, I E n

N , IE 2 1

N . A zatem przykładowy zapis próby Erichsena będzie następujący IEd 2 h ś r

Przykład: Zapisz wynik próby Erichsena, jeżeli stosowałeś narzędzia o wymiarach: di = 8 mm, d2

=11 mm, d3 = 10 mm. Moment pęknięcia określono na podstawie nagłego obniżenia siły wtłaczania, a obliczona średnia arytmetyczna głębokości wtłoczenia wynosi 9,45 mm. Wynik próby Erichsena zapiszemy IE n

N 9,45


Próbki do badań Do badań stosuje się próbki prostokątne, kwadratowe lub okrągłe. Z wyrobów o szeroko

ści większej lub równej 90 mm, szerokość próbki winna wynosić 90 mm. Szerokość próbek z wyrobów o szerokości od 13 mm do 90 mm jest szerokością wyrobu. Długość próbki prostokątnej powinna zapewnić możliwość wykonania co najmniej trzech wytłoczeń.

Warunki wykonania próby: Siła docisku pierścienia do matrycy powinna wynosić 10 kN. Prędkość wtłaczania stempla 5-20 mm/min. Natłuścić obie strony próbki oraz powierzchnie stempla i matrycy należy natłuścić smarem. Środki wytłoczeń powinny znajdować się w środku szerokości próbki. Odległość pomiędzy środkami sąsiednich wytłoczeń w próbkach prostokątnych dla b < 90 mm, powinna wynosić nie mniej niż 55 mm, a w próbkach o b < 90 mm nie mniej niż 90 mm. Przez pękniecie musi przechodzić promień światła.

Po wykonaniu próby należy dokonać oględzin powierzchni wytłoczenia i porównać ją z powierzchnią próbki przed próbą. Na podstawie wyglądu wytłoczenia można wnioskować o wielkości ziarna badanego materiału. Gładka powierzchnia wytłoczenia to materiał drobnoziarnisty, zaś chropowata, o wyglądzie skórki pomarańczy to materiał gruboziarnisty.

Własności mechaniczne różnych gatunków blach do tłoczenia - określone wg metody Erichsena na próbkach poprzecznych, zestawiono tabelarycznie (tab. 13.2). Znając wynik próby Erichsena (dla d2 = 27 mm) można na podstawie danych graficznych (rys. 13.2) określić gatunek badanej blachy (B - bardzo głęboko tłoczna, G - głęboko tłoczna, T - tłoczna, P -płytko tłoczna).

Tabela 13.2. Własności mechaniczne blach do tłoczenia określone wg metody Erichsena (na próbkach poprzecznych) [70]

Kategoria blach A5, min. % Nazwa Symbol MPa g < 2 mm g > 2 mm

bardzo głęboko tłoczna B 260 - 400 32 30 głęboko tłoczna G 260-420 28 27 tłoczna T 280-460 25 23

1 - płytko tłoczna P do 500 23 21 1

13.4. Próba tłoczności blach metodą Fukui

Próba Fukui polega na wytłaczaniu miseczki w stożkowej matrycy, o kącie rozwarcia 60°, przy pomocy stempla o półkolistym zakończeniu, bez użycia dociskacza [70]. W próbie nie występuje wpływ odkształcenia materiału na krawędzi matrycy: nie ma przytrzymywania krążka dociskaczem, zatem próba Fukui nie w pełni symuluje rzeczywiste procesy tłoczenia i określa raczej technologiczne własności blach. Próba Fukui pozwala: - ocenić podatność blachy do procesu tłoczenia (rys. 13.3), - wyznaczyć anizotropię własności blachy i ustalić jej kierunki, - wnioskować o wielkości ziarna badanej blachy.


13

Próba przeznaczona jest do badania blach i taśm o grubości 0,4-2,0 mm. Schemat układu narzędzi do próby Fukui przedstawia rysunek 13.3.

Próbki Próbkę stanowi krążek blachy o średnicy d0 = (50-70) g0. Taka relacja pomiędzy średni

cą krążka i grubością blachy zapewnia możliwość wytłoczenia stożkowej miseczki. Wymiary narzędzi dobiera się tak, aby nie nastąpiło pofałdowanie wytłoczki (pofałdowanie dyskwalifikuje próbę). Obowiązuje zasada stałych stosunków średnicy stempla d do średnicy próbki d0

oraz stosunku połowy sumy średnic otworu matrycy dm i stempla d do średnicy próbki do. Zalecane wymiary próbek i narzędzi do próby Fukui przedstawia tabela 13.3.

Tabela 13.3. Wymiary próbek i narzędzi do próby Fukui [70]

Grubość Średnica Średnica Średnica próbki Stosunek blachy g0 stempla d matrycy D m do d/do

mm mm mm mm -0,4-0,6 8,00 9,40 23,00 0,348 0,6 - 0,8 12,70 14,60 36,50 0,347 0,8-1,0 17,46 19,95 50,00 0,349 1,0-1,2 20,64 24,40 60,00 0,344 1,2-1,6 27,00 32,00 79,60 0,342 1,6-2,0 33,00 39,00 96,00 0,344


13.4.1. Ocena tloczności blachy

Istnieją dwie możliwości oceny tłoczności blachy: 1) kryterium minimalnej średnicy wytłoczki, wg tego kryterium wytłacza się stożkową

miseczkę z krążka o ustalonej średnicy d0, aż do momentu pęknięcia miseczki w wierzchołku (rys. 13.4), przy czym za miarę tłoczności blachy uważa się wskaźnik Fukui r|F, który definiujemy wzorem

T l F = - T - < l (13-2)

gdzie: ds = 0,5 (dm i n+ d m a x ) - średnia średnica stożkowej miseczki, d0 - średnica krążka blachy.

2) kryterium maksymalnej średnicy krążka, wg tego kryterium wyznacza się drogą doświadczalną maksymalną średnicę krążka, który można przetło-czyć na walcową miseczkę bez pojawienia się pęknięcia na dnie, przy czym za miarę tłoczności przyjmuje się maksymalną średnicę krążka wsadowego d o m a x , zachodzi tu konieczność wytłoczenia od kilku do kilkunastu krążków różnej średnicy d0 co jest bardziej pracochłonne, mniej praktyczne i rzadziej stosowane.

Najbliższy punkt kontaktu z próbka

Próbka

Dźwignia

Prowadnica

— Oś przeginania

Wałki zginające

Uchwyt

Rys. 13.14. Miejsce i sposób pomiaru średnicy ds w próbie Fukui [70]

13.4.2. Pomiar anizotropii własności blachy

Stopień nierównomięrności (anizotropii) własności blachy a wyrażamy wzorem

ot = ^max ^min QQ (13.3)

gdzie: d m a x i d m i n są odpowiednio wartościami maksymalnej i minimalnej średnicy stożkowej miseczki (zgodnie z rysunkiem 13.4). Im większa jest wartość wskaźnika a, tym mniej przydatna jest blacha do procesu tłoczenia.

Zalecenia dla realizacji próby: - Prędkość stempla 50-500 mm/min., - Smarowanie matrycy smarem stałym.

Prędkość stempla oraz smarowanie nie ma zasadniczego wpływu na wyniki przeprowadzonej próby. Dużą zaletą próby jest to, że wartość wskaźnika Fukui prawie nie zależy od


grubości blachy, a tym samym próba Fukui pozwala bezpośrednio porównać tłoczność blach o różnej grubości.

13.5. Wyznaczanie współczynnika anizotropii normalnej

Znajomość wartości współczynnika anizotropii normalnej R - wg notacji Lankforda [15, 138], ma istotne znaczenie dla: - oceny tłoczności blachy, - porównywania własności blach cienkich, - proj ektowania procesów tłoczenia.

Prosty sposób wyznaczania współczynnika R na próbkach rozciąganych, został przedstawiony w Zaleceniach Instytutu Obróbki Plastycznej z Poznania pod numerem INOP-Z/201-21-78 [15, 138]. Współczynnik R jest wyrażany jako stosunek rzeczywistego odkształcenia plastycznego, mierzonego wzdłuż szerokości, do rzeczywistego odkształcenia plastycznego, mierzonego wzdłuż grubości próbki, poddanej jednoosiowemu rozciąganiu, opisano go w podrozdziale 5.7.1.

Próbki Zaleca się stosowanie próbek znormalizowanych do próby rozciągania bez główek o sze

rokości 12,5 mm lub 20,0 mm (PN-80/M-04310). Długość rozciąganej części próbki (odległość miedzy szczękami maszyny) nie może być mniejsza niż: - 115 mm dla próbek o b = 12,5 mm, - 160 mm dla próbek o b = 20,0 mm.

Próbkę pobiera się z arkusza blachy w określonym kierunku względem kierunku walcowania. Próbkę wycięta w kierunku walcowania oznacza się symbolem „0", próbkę wyciętą pod kątem 45° do kierunku walcowania symbolem „45", zaś wyciętą prostopadle do kierunku walcowania oznacza się symbolem „90".

Warunki pomiarów Szerokość próbki należy mierzyć przynajmniej w pięciu jej przekrojach, równomiernie

rozmieszczonych na długości pomiarowej (rys. 13.5).

I 1 2 < 1 4 l 1 1 | b0'iZ5mm ! 1 |

| b0'iZ5mm !

1 L*20mcn^

Rys. 13.5. Sposób pomiaru szerokości i długości próbki w próbie Fukui

Pomiar długości 10 i 1 wykonuje się tylko jednokrotnie wzdłuż trwale oznaczonej o próbki (rys. 13.5). - Pomiar: b 0, b, 10,1 wykonywać z dokładnością nie mniejszą niż 0,01 mm; - Prędkość rozciągania próbek powinna znaleźć się w przedziale 10-100 mm/min;


- Pomiar szerokości b i długości 1 dokonuje się na próbce rozciągniętej w granicach wydłużenia równomiernego;

- Pomiar należy wykonać na trzech próbkach badanej blachy pobranych w tym samym kierunku względem kierunku walcowania.

Obliczenie wartości R - Obliczenia wartości R wykonuje się z dokładnością do 0,01, - Do szybkich obliczeń dopuszcza się stosowanie nomogramu (rys. 13.6), - Znając wartości współczynników anizotropii normalnej R, wyznaczonych na próbkach

pobranych w trzech różnych kierunkach walcowania „0", „45" i „90" można obliczyć średnią wartość R wg notacji Lileta - wzorem

p R 0 +2R 4 5 +R9Q

gdzie: Rśr - średnia wartość współczynnika anizotropii normalnej, Ro - wartość współczynnika anizotropii normalnej dla próbki „0", R45 - wartość współczynnika anizotropii normalnej la próbki „45", R 9 0 - wartość współczynnika anizotropii normalnej dla próbki „90".

(13.4)

13.6. Próba wielokrotnego przeginania blach i taśm

Próba wielokrotnego przeginania blach i taśm o grubości poniżej 3 mm, służy do oceny przydatności tych materiałów do dalszych odkształceń plastycznych. Próba jest przedmiotem normy PN-90/H-04407 równoważnej z normą ISO 7799-1985 [79].

Próba polega na odkształcaniu plastycznym w temperaturze otoczenia (20!{o°C) próbki o przekroju prostokątnym z blachy lub taśmy o grubości a zamocowanej jednym końcem w uchwytach mocujących narzędzia, przez jej wielokrotne przeginanie na przemian w jedną i drugą stronę o kat 90° od położenia wyjściowego, na wymiennych rolkach lub szczękach oporowych o określonym promieniu r (rys. 13.7).

bo/b

Rys. 13.6. Nomogram do obliczeń wartości współczynnika anizotropii normalnej R [138]


Wymiary próbek Z badanego wyrobu o grubości a wycinamy

próbkę o szerokości b równej 20*Q mm. Z taśm o szerokości do 25 mm próbki zachowują pełną szerokość wyrobu (nie podlegają obróbce mechanicznej). Długość próbki powinna wynosić 100-150 mm.

Warunki przeprowadzenie próby W celu prawidłowego przeprowadzenia pró

by przeginania powinny być spełnione następujące warunki (tab. 13.4): - wybór promienia zaokrąglenia szczęk (rolek) r

zależy od grubości próbki a, - dobór odległości h pomiędzy prowadnicą, a

szczękami zależy od grubości próbki a, norma dopuszcza stosowanie urządzeń o odległości h w zakresie 25-50 mm,

- w przypadku użycia urządzenia z rolkami, odległość y zależna jest od grubości próbki a,

Tabela 13.4. Dobór parametrów urządzenia do próby wielokrotnego przeginania

I - Grubość próbki a

Podstawowe wymiary konstrukcyjne urządzenia do próby przeginania I - Grubość próbki a r h y

mm mm mm mm do 0,3 1,0 ±0 ,1 5,0 ± 0,5 1,5 ±0 ,1

0,3 - 0,5 2,5 ±0 ,1 10,0 ±0 ,5 1,5 ±0 ,1 0 , 5 - 1 , 0 5,0 ±0 ,1 15,0 ±0 ,5 3,0 ±0 ,2 1 ,0 -1 ,5 7,5 ± 0,2 20 ± 1 , 0 3,0 ± 0,2 1 ,5 -3 ,0 10,0 ±0 ,2 25 ± 1 , 0 3,0 ± 0 , 2

- osie wzdłużne rolek lub szczek oporowych powinny być do siebie równoległe i prostopadłe do płaszczyzny przeginania,

- wzdłużna oś próbki winna być prostopadła do osi szczęk (rolek), - przeginanie prowadzić przy swobodnie osadzonym końcu próbki w prowadnicy, - jeżeli sztywność próbki jest niewystarczająca dla zapewnienia stałej styczności ze zderza

kiem urządzenia (z korpusem), próbę należy wykonać na próbce naprężonej wzdłuż jej osi. Wielkość tego naprężenia U\ nie powinna przekraczać 2% wytrzymałości na rozciąganie metalu, z którego wykonana jest próbka, czyli a ,<0,02R m (13.5) gdzie: di - naprężenie, którym naprężono próbkę,

Rys. 13.7. Schemat urządzenia do próby wielokrotnego przeginania blach i taśm [79]


Drugie przegięcie Pierwsze przegięcie

Rm - wytrzymałość na rozciąganie danego metalu. - za jedno przegięcie uważa się zgięcie próbki o kąt 90° do zderzaka i powrotne odgięcie

również o kąt 90°, do położenia wyjściowego (rys. 13.8). Miarą jednego przegięcia jest zatem kąt 180°, próbę prowadzi się z jednostajną częstotliwością nie przekraczającą jednego przegięcia na sekundę, w czasie trwania próby należy obserwować powierzchnię próbki w miejscu zginania.

Miara i wynik próby Miarą próby jest liczba przegięć Nb.

W zależności od wymagań, warunków zamówienia i kontraktu próbę należy przeprowadzać: - do momentu osiągnięcia wymaganej

liczby przegiąć - N b n , do osiągnięcia liczby przegięć, odpowiadającej pojawieniu się^pierwszego pęknięcia - N b p ,

- do uzyskania liczby przegięć - N b z, przy której nastąpiło całkowite złamanie próbki. Przegięcie ostatnie, które spowodowało pęknięcie lub złamanie próbki nie wlicza się do

liczby przegięć Nb. (Przykład: pęknięcie wystąpiło podczas 24 przegięcia; wynik próby N b p= 23). Wynik próby uważa się za dodatni, jeżeli uzyskana liczba przegięć jest równa lub większa od liczby przegięć określonych w normach przedmiotowych lub warunkach zamówienia badanej blachy czy taśmy.

O l O

Rys. 13.8. Miara przegięcia w próbie wielokrotnego przeginania blach i taśm [79]

13.7. Technologiczna próba zginania

Przedmiotem normy PN-90/H-04408 - równoważnej z normą międzynarodową ISO 7438:1985, jest technologiczna próba zginania służąca określeniu zdolności wyrobów z metali i stopów do odkształceń plastycznych, pod wpływem sił zginających. Istnieje kilka sposobów realizacji próby zginania [70, 80]. W tym podrozdziale przedstawiony zostanie jeden sposób, gdyż celem jest tu pokazanie możliwości zastosowania technologicznej próby zginania do wyznaczania kąta p sprężystego powrotu blach.

Próbę zginania przeprowadza się na uniwersalnej maszynie wytrzymałościowej, w urządzeniu do zginania, składającym się z dwóch nastawnych podpór o promieniu R, odległych od siebie o wymiar L i trzpienia o grubości D (rys. 13.9).

Wymiary próbek wycinanych z blach, taśm, lub wyrobu o grubości a: - szerokość próbki b:

• próbki z wyrobu o szerokości < 20 mm zachowują szerokość wyrobu, • próbki z wyrobu o szerokości > 20 mm winny mieć szerokość 20+5 mm;

- długość próbek określa się w zależności od grubości próbki a oraz od warunków prowa-


dzenia próby (grubość trzpienia D), Orientacyjną długość próbki 1 oblicza się wg wzoru -l = 2(a + D)+(l00-s-150) (13.6) Próbę zginania prowadzimy do określonego kąta zgięcia a. Po zdjęciu obciążenia próbka

blachy odsprężynuje do kąta odgięcia a' (rys. 13.10).

Rys. 13.9. Schemat urządzenia do zginania [70, 80] Rys. 13.10. Zmiany sprężyste kąta zagięcia [70]

Różnica pomiędzy kątem gięcia a i kątem odgięcia a' jest nazywana kątem sprężystego powrotu (3 lub kątem sprężynowania p, który wyrażany jest wzorem P = a , - a (13.7)

Kąt sprężynowania p nie jest wielkością stałą. Jego wartość zależy od wielu czynników geometrycznych, materiałowych i technologicznych (rys. 13.11) realizowanych procesów przeróbki plastycznej. Znajomość wartości kąta sprężynowania p ma istotne znaczenie w procesach profilowania i tłoczenia.

a)

b)

c) p,

Temperatura

Rys. 13.11. Wpływ różnych czynników: a - geometrycznych, b - materiałowych, c - technologicznych na zmiany kąta sprężynowania blach p [70]


Z rysunku 13.10 widać, że przedmiot będzie miał żądany promień krzywizny p ' , czy żądany kąt zagięcia a', jeśli zegniemy go w czasie odkształcania do promienia p i kąta a. Kąt sprężystego powrotu (kąt sprężynowania) p zależy od wielu czynników. Możemy je podzielić na trzy grupy [70]: 1) Czynniki geometryczne. Najbardziej zmienia się kąt sprężynowania p w zależności od

promienia gięcia p i od grubości blachy g (rys. 13.11). Czynniki to mają wpływ przeciwstawny: kąt P zwiększa się ze wzrostem promienia p , natomiast zmniejsza się ze wzrostem grubości g. Wprowadzając wielkość względnego promienia gięcia p/g można porównywać sprężynowanie blach o różnych grubościach. Kąt p zwiększa się przy zwiększaniu się stosunku p/g. Zwiększa się on także przy zwiększaniu się kąta zagięcia a, natomiast ze wzrostem szerokości blachy b (a właściwie względnej szerokości b/g) kąt sprężynowania P nieznacznie się zmniejsza. Według literatury zmiana krzywizny wskutek sprężynowania pasa bardzo szerokiego jest o 9% mniejsza niż pasa bardzo wąskiego. Wpływ długości giętej blachy, tj. odległości między podporami, zależy od sposobu gięcia. Przy gięciu swobodnym na kształt V kąt P powiększa się ze zwiększeniem się odległości pomiędzy podporami. Zazwyczaj podczas gięcia wzrasta nieco ramię gięcia;

2) Czynniki zależne od materiału. Kąt sprężynowania P wzrasta ze wzrostem granicy plastyczności Re. Jest to zrozumiałe, gdyż materiał twardszy stawia większy opór odkształceniu i wzrastają w nim naprężenia wewnętrzne. Ze zwiększeniem wartości stosunku Re/Rm

(granicy plastyczności od granicy wytrzymałości) kąt sprężynowania P maleje. Zmiany wartości Re i Rm spowodowane anizotropią własności mechanicznych są stosunkowo niewielkie. W związku z tym niewielkie są zmiany kąta sprężynowania przy zaginaniu blachy w różnych kierunkach w stosunku do kierunku walcowania. Należy oczekiwać, że przy wzroście teksturowania blachy kąt sprężynowania nieco maleje. Zasadniczo większy jest kąt sprężynowania P przy gięciu poprzecznym do kierunku walcowania. Ujednorodnienie struktury (w wyniku obróbki cieplnej), a także struktura drobnoziarnista podnosi granicę wytrzymałości i sprzyja zwiększeniu kąta sprężynowania. Dotyczy to zwłaszcza blach grubszych. Blacha w stanie wyżarzonym ma mniejsze sprężynowanie niż blacha walcowana na gorąco (w stanie surowym);

3) Czynniki technologiczne. Prędkość gięcia wpływa na naprężenie uplastyczniające. Zwiększenie prędkości odkształcenia powoduje zwiększenie oporu odkształcenia, a więc podnosi się granica plastyczności. Dlatego ze wzrostem prędkości zaginania wzrasta kąt sprężynowania. W zakresie prędkości tradycyjnych maszyn gnących wzrost ten jest niewielki. Wytrzymywanie zagiętej blachy pod obciążeniem powoduje zmniejszenie kąta p. Wzrost temperatury blachy zmniejsza jej własności mechaniczne, a więc zmniejsza kąt sprężynowania. Jeżeli po osiągnięciu wymaganego kąta zagięcia a' nie odciąży się blachy natychmiast, to im dłuższy był czas wytrzymania pod obciążeniem, tym kąt sprężynowania po odciążeniu będzie mniejszy. Przy nagłym odciążeniu materiał nie osiąga od razu całkowitego kąta p, lecz proces ten zachodzi w pewnym przedziale czasu. Najszybciej odkształcenia powrotne dokonują się w pierwszym okresie po odciążeniu. Bardzo duży może być wpływ rozciągających sił zewnętrznych. Przy zaginaniu z jednoczesnym rozciąganiem blachy kąt spręży-


nowania maleje ze wzrostem naprężenia rozciągającego 07. Jednak po przekroczeniu przez ar granicy plastyczności Re dalszy wzrost naprężenia rozciągającego nie powoduje już zmniejszenia kąta sprężystego powrotu p.

13.8. Próba spłaszczania rur

Próba spłaszczania rur (rys. 13.12a) jest przedmiotem normy PN-EN 10233 [79], będącej oficjalnym tłumaczeniem normy europejskiej EN 10233:1993 i zastąpiła dotychczas stosowaną PN-78/H-04414/02 [84].

Próba ma na celu ocenę zachowania się rur metalowych o przekroju okrągłym, podczas spłaszczania w kierunku prostopadłym do osi wzdłużnej rury. Próba może być stosowana dla rur o średnicy zewnętrznej d < 600 mm i grubości ścianki g < 0,15 D.

Próbkę należy spłaszczać: - aż odstęp H między płytami ściskają

cymi, mierzony pod obciążeniem, osiągnie wartość podaną w uzgodnieniach odbiorowych lub podaną w odpowiednich normach wyrobu (rys. 13.12b),

- do momentu styku powierzchni wewnętrznych, przy czym długość odcinka styku musi być co najmniej równy połowie szerokości wewnętrznej b spłaszczonej próbki (rys. 13.12c).

a) b)

///////)///////

c)

///A??/////

////////////////

//////. vr///

Rys. 13.12. Schemat (a) i symbole (b i c) stosowane w próbie spłaszczania rur [84]

Próbki Próbie poddawane są rury o średnicy zewnętrznej d < 600 mm, przy grubości ścianki g <

0,15D, przy czym długość próbki 1 musi spełniać warunek zapisany wzorem 10<1<100 (13.8) a krawędzie próbki mogą być zaokrąglone lub fazowane.

Warunki i wynik próby - Prędkość spłaszczania nie powinna przekroczyć 25 mm/min. - Próbka przeszła próbę z wynikiem pozytywnym, jeżeli brak jest pęknięć widocznych pod

czas obserwacji „nieuzbrojonym okiem". Niewielkie wady na krawędziach nie powinny stanowić podstawy do uznania wyniku próby za negatywny.

- Wynikiem próby spłaszczania, zgodnie z wymaganiami właściwych norm wyrobu, może być też obserwacja jakości powierzchni rur, na krawędzi zgięcia. Powierzchnia ta może być gładka, czysta, zmatowiona, z niewielkimi rysami, z licznymi rysami, popękana, bądź zniszczona złomem.


13.9. Próba jednokierunkowego skręcania drutu

Przedmiotem normy PN-ISO 7800/luty 1996 jest próba jednokierunkowego skręcania drutu [86]. Norma określa metodę wyznaczania odporności drutu metalowego, o średnicy lub grubości w granicach 0,3-10 mm, na deformacje plastyczną podczas próby jednokierunkowego skręcania. Norma PN-ISO 7800 zastąpiła dotychczasową normę PN-83/M-80003 i jest całkowicie równoważna normie międzynarodowej ISO 7800:1984. Próba jednokierunkowego skręcania polega na skręcaniu próbki drutu wokół jej osi w jednym kierunku. Oznaczenia użyte w próbie pokazano na rysunku 13.13.

Próbki Wymiar charakterystyczny D dla drutów

nieokrągłych jest największą średnicą opisaną na przekroju. L jest odległością między uchwytami próbki. Próbka drutu powinna być wyprostowana. Prostowanie powinno być wykonane ręcznie lub za pomocą drewnianego młotka. Drut z widocznym, ostrym zagięciem nie powinien być używany do przeprowadzania niniejszej próby.

Warunki próby Aby próba była zgodna z wymogami

normy, należy spełnić poniższe warunki: - próbę przeprowadzać w temperaturze

10-35°C, - odległość pomiędzy uchwytami (zależna od średnicy d lub charakterystycznego wymiaru

D) powinna wynosić jak podano w tabeli 13.5. - próbkę należy zamocować w maszynie w taki sposób, aby jej oś podłużna pokrywała się z

osiami uchwytów, dla zapewnienia tego należy zastosować stałe obciążenie rozciągające próbkę, obciążenie F, wystarczające do wyprostowania próbki, nie może przekraczać 2% wartości siły odpowiadającej wytrzymałości na rozciągania Fm, czyli

F<0,02Fm (13.9) - prędkość skręcania powinna być stała podczas przeprowadzania próby, jej wartość zależy

od średnicy drutu oraz gatunku materiału z jakiego został wykonany, prędkość prowadzenia próby nie powinna przekroczyć wartości podanej w tabeli 13.6.

- jeżeli próbka nie spełnia wymagań normy przedmiotowej, a także jeśli nastąpiło pękniecie, w odległości mniejszej niż 2d od uchwytu, próba jest nieważna i powinna być powtórzona.

Zacisk

Rys. 13.13. Oznaczenia stosowane w próbie jednokierunkowego skręcania drutu [86]


Tabela 13.5. Wymagana odległość miedzy uchwytami

Średnica drutu d lub wymiar charakterystyczny

Odległość miedzy uchwytami L Średnica drutu d lub wymiar charakterystyczny wymagana dopuszczalna za specjalną zgodą

mm mm mm 0.3<d<1.0 200 d -1.0<d<5.0 100 d 50 d

1 5.0 <d< 10.0 50 d 30 d

Tabela 13.6. Zależność prędkości skręcania drutu od jego średnicy dla wybranych gatunków materiału

1 Średnica d lub wymiar charakterystyczny D, mm

Maksymalna prędkość skn jcania, ilość/sek. 1 Średnica d lub wymiar charakterystyczny D, mm stal miedź i jej stopy aluminium i jego stopy

d< 1 3 5

1

1 <d< 1,5

1

2

1 l,5<d<3,0 1 1,5 1 3,0<d<3,6 1 1

1

3,6 < d < 5,0

1 1

1

1 5,0 <d< 10,0 0,5 0,5

1

Miara i wynik próby Miarą próby jest liczba skręceń - N s. Jedno skręcenie to skręt drutu wokół jego osi o kąt

360°. Wynik próby to ilość skręceń: - do momentu osiągnięcia wymaganej liczby skręceń - N s n , - do wystąpienia zerwania - N s z.

13.10. Próba dwukierunkowego przeginania drutu

Próba dwukierunkowego przeginania wyznacza odporność drutu na odkształcenia plastyczne, w czasie prowadzenia próby. Zakres średnic lub grubości drutu, stosowanego w powyższej próbie: 0,3-10,0 mm (włącznie).

Próba jest przedmiotem normy PN-ISO 7801 [87], która zastąpiła dotychczas stosowaną normę PN-83/M-80002 i jest tłumaczeniem międzynarodowej normy ISO 7801:1984 (E).

Próba przeginania dwukierunkowego polega na wielokrotnym przeginaniu próbki, zamocowanej na jednym końcu, o kąt 90° w przeciwnych kierunkach względem osi wałka, o określonym promieniu. Kon-

Rys. 13.14. Konstrukcja urządzenia do próby dwukierunkowego przeginania drutu

- [87]

Własności technologiczne i użytkowe oraz jakość wyrobów po przeróbce plastycznej

cja urządzenia do badań powinna spełniać wymagania i podstawowe wymiary zaznaczone sunku 13.14 oraz podane w tabeli 13.7.

ila 13.7. Podstawowe wymiary narzędzi w próbie dwukierunkowego przeginania

Średnica nominalna Promień walka zginającego Odległość Średnica otworu prowadnicy ub grubość drutu d (a) r h d 0

mm mm mm mm 0.3 < d (a) < 0.5 1.25 ±0.05 15 2.0 0.5 < d (a) < 0.7 1.75 ±0.05 15 2.0 0 . 7 < d ( a ) < 1.0 2.50 ±0 .1 LA

2.0 1 .0<d(a )< 1.5 3.75 ±0 .1 20 2.0 1.5 <d(a )<2 .0 5.00 ±0 .1 20 2.0 i 2.5 2 . 0 < d ( a ) < 3 . 0 7.50 ±0 .1 25 2.5 i 3.5 3 . 0 < d ( a ) < 4 . 0 10.00 ±0 .1 35 3.5 i 4.5 4.0 < d (a) < 6.0 15.00 ±0 .1 50 4.5 i 7.0 6.0 < d (a) < 8.0 20.00 ±0 .1 75 7.0 i 9.0 8 . 0 < d ( a ) < 10.0 25.00 ±0 .1 100 9.0 i 11.0 1

iposób prowadzenia próby Próbę przeprowadzać w temperaturze 10-35°C. Promień wałka zginającego r, odległość prowadnicy wałków h, średnicę otworu prowadnicy dg należy dobrać w zależności od średnicy drutu d wg tabeli 13.7.

- Próbkę należy umieścić w jednym z otworów prowadnicy tak, jak przedstawiono na rysunku 13.15. Dolny koniec próbki należy tak zamocować między uchwytami, aby próbka była prostopadła do osi wałków zginających.

- Próbkę przeginać o kąt 90° na przemian w przeciwnych kierunkach (rys. 13.15). Jedno przegięcie stanowi: przegięcie próbki o kąt 90 0 i jej powrót do pierwotnej pozycji. Sumaryczny kąt jednego przegięcia wynosi 180°. Nie należy przerywać próby pomiędzy przegięciami. Przeginanie powinno odbywać się ze stałą prędkością nie przekraczającą jednego przegięcia na sekundę. Aby zapewnić ciągły styk próbki z wałkiem można stosować wstępne obciążenie próbki. Wartość obciążenia F nie może przekroczyć 2% wartości siły odpowiadającej wytrzymałości F m

F<0,02Fm =0,02 — R 4

gdzie: F - obciążenie wstępne,

Drugie przegięcie Pierwsze przegięcie

Rys. 13.15.

= 0,0057iRmd2

O i O i

Schemat zadawania przegięć w próbie dwukierunkowego przeginania drutu [87]

(13.10)


Fm - nominalne obciążenie zrywające, d - średnica drutu,

Rm ~ wytrzymałość na rozciąganie danego metalu.

Miara i wynik próby Miarą próby jest liczba przegięć - Nb. W zależności od wymagań i warunków zamówię

nia próbę należy prowadzić: - do momentu osiągnięcia wymaganej liczby przegiąć - N b n , - do osiągnięcia liczby przegiąć odpowiadającej pojawieniu się pierwszego pęknięcia - Nbp, - do uzyskania liczby przegięć - N b z , przy której nastąpiło całkowite złamanie próbki.

Przegięcie ostatnie, które spowodowało pęknięcie lub złamanie próbki nie wlicza się d< liczby przegięć Nb. (Przykład: pęknięcie wystąpiło podczas 24 przegięcia; wynik próby wynie sieN b p =23). 13.11. Kontrola jakości zawleczek

Drogą plastycznej przeróbki na zimno wykonuje się wiele wyrobów finalnych, służącyc do bezpośredniego użytku np.: gwoździe, nity, wkręty, zawleczki, śruby, skoble, itp. Każdy tych głęboko przetworzonych wyrobów podlega kontroli jakości. Proces wytwarzania ora kontrolę jakości przedstawiono na przykładzie zawleczki [76, 138].

Zamierzamy wyprodukować stalową zawleczkę (S) o średnicy dQ = 3,2 mm i długości 1 40 mm pokrytą powłoką ochronną z cynku (Zn) (rys. 13.16)..

/ i2 Dopuszczalne kształty H—h*~~ zakończenia zawleczek

Rys. 13.16. Wymiary zawleczek [76]

W wyniku realizacji procesów stalowniczych, a następnie procesów przeróbki plastyc nej na gorąco drogą walcowania, otrzymujemy walcówkę o średnicy § 5,5 mm. Po dokonań obróbki powierzchniowej, walcówkę cf> 5,5 mm poddajemy procesowi ciągnienia na zimr


§ 2,5* —» § 2,35 mm

•1,45

Proces realizujemy w wielostopniowej ciągarce w pięciu ciągach, przy dwóch międzyopera-cyjnych obróbkach cieplnych wg schematu

ł 5,5 . - > ł 4,4 -> 4 3,8* -> 4 3,0 -*miejsce obróbki cieplnej

Następnie drut poddajemy walcowaniu na zimno (w dwóch przepustach) w walcarce DECO, na profil odcinka koła (rys. 13.17) wg schematu

<|)2,35 -> 2,85x1,45 mm Kolejnym etapem jest formowanie zawleczek

na uniwersalnym, wielozadaniowym automacie do cięcia i tłoczenia Wafios VDUB-20. Wsadem jest drut profilowy, a proces przebiega wg schematu

2,85 x 1,45 mm -> zawleczka 3,2 x 40 mm Zgodnie z wymogami normy PN-76/M-82001

nasza zawleczka posiada oznaczenie

- 2 , 8 5 -

Rys. 13.17. Wymiary drutu profilowego [76]

ZAWLECZKA S-Zn 3,2 x 40 PN-76/M-82001

Zawleczka podlega kontroli i należy ją poddać następującym badaniom: 1) Sprawdzenie materiału, polegające na stwierdzeniu zgodności atestu hutniczego drutu

zawleczkowego z PN-76/M-80059 (wymagania dla zawleczek stalowych). 2) Sprawdzenie wyglądu zewnętrznego realizujemy „okiem nieuzbrojonym". Powierzchnia

zawleczek powinna być czysta i gładka, bez zadziorów, pęknięć i rys poprzecznych. Dopuszczalne są:

- niewielkie ślady wgnieceń od narzędzi, - rysy wzdłużne o głębokości nie przekraczającej podanej wartości dla odpowiedniej średni

cy zawleczki: przy d0 = 2 mm - 5 jam, a przy d0 = 2 mm - 10 um, - jej wzajemne przesunięcie końców ramion zawleczki nie wykraczające poza wymiar śred

nicy do. 3) Sprawdzenie wymiarów, które powinny być zgodne z tabelą 13.8 i rys. 13.16. 4) Próba przeginania, uprzednio odgiętą zawleczkę należy zamocować pionowo w równole

głych szczękach przyrządu do wielokrotnego przeginania drutu, tak aby przylegała plaska strona do płaszczyzny szczęk (rys. 13.18). Przeginanie powinno odbywać się na prostym odcinku dowolnego ramienia zawleczki. Każde przemieszczenie odgiętego ramienia zawleczki o kąt 90° liczy się jako jedno przegięcie. Promień zaokrąglenia szczęk R i minimalną dopuszczalna liczbę przegięć prezentuje tabela 13.9.

5) Sprawdzenie grubości powłok ochronnych - grubość powłok elektrolitycznych powinna wynosić 6-r 12 um. Kontrolę grubości powłok należy przeprowadzić zgodnie z PN-80/H-04605.


Tabela 13.8. Tolerancje wymiarowe zawleczek

Średnica umowna zawleczki

d0, mm

Średnica trzpienia d, mm

Średnica łba D, mm

Długości technologiczne Średnica umowna zawleczki

d0, mm

Średnica trzpienia d, mm

Średnica łba D, mm li, mm 12, mm

Średnica umowna zawleczki

d0, mm min. max. min. max. min. max. 0,6 0,4 0,5 0,9 1 2 0,8 1,6 0,8 0,6 0,7 1,2 1,4 2,4 0,8 1,6 1,0 0,8 0,9 1,6 1,8 3 0,8 1,6 1,2 0,9 1,1 1,7 2 3 1,3 2,5 1,6 1,3 1,4 2,4 2,8 3,2 1,3 2,5 2,0 1,7 1,8 3,2 3,6 4 1,3 2,5 2,5 2,1 2,3 4,0 4,6 5 1,3 2,5 3,2 2,7 2,9 5,1 5,8 6,4 1,6 3,2 4,0 3,5 3,7 6,5 7,4 8 2 4 5,0 4,4 4,6 8 9,2 10 2 4 6,3 5,7 5,9 10,3 11,8 12,6 2 4 8 7,3 7,5 13,1 15 16 2 4 10 9,3 9,5 16,6 19 20 3,2 6,3 13 12,1 12,4 21,7 24,8 26 3,2 6,3 16 15,1 15,4 27 30,8 32 3,2 6,3

1 20 19 19,3 33,8 38,6 40 3,2 ' 6,3

Rys. 13.18. Schemat mocowania odgiętej zawleczki w przyrządzie do wielokrotnego przeginania [87]

Tabela 13.9. Warunki realizacji i wynik próby przeginania zawleczki

Dobór szczęk Wynik próby Średnica zawleczki

d0, mm Promień szczęk

R, mm Minimalna dopuszczalna

liczba przegięć <2 0,5 3

2 + 5 0,8 3 >5 1,2 2

BAZA LABORATORYJNA

WRAZ Z OPRZYRZĄDOWANIEM

POMIAROWO-OBLICZENIOWYM

14. Laboratoria badań technologicznych w zakresie teoretycznych podstaw... 327

14. LABORATORIA BADAŃ TECHNOLOGICZNYCH W ZAKRESIE TEORETYCZNYCH PODSTAW PROCESÓW PRZERÓBKI PLASTYCZNEJ

W zakresie prac laboratoryjnych i badawczych wszystkie zespoły korzystają ze wspólnej aparatury pomiarowej oraz z kilku stanowisk badawczych, modernizowanych i doposażonych w miarę realizacji prowadzonych prac o charakterze podstawowym i badawczo-rozwojowym oraz unowocześniania programów nauczania. Pozwala ona na wykonanie różnych prób technologicznych do określania własności mechanicznych i jakości wyrobów metalowych po przeróbce plastycznej.

14.1. Laboratoria w zakresie pomiarów własności mechanicznych

Próba rozciągania i ściskania na gorąco lub na zimno Próby rozciągania i ściskania na gorąco lub na zimno przeprowadza się na:

- stanowisku do badań wytrzymałościowych, w skład którego wchodzą cztery prasy hydrauliczne ZD4-ZD100 o sile nacisku: 40 kN, 100 kN, 300 kN i 1000 kN; prod. VEB Werk., Lipsk, NRD, 1963+65;

- stanowisku do badań wytrzymałościowych, w skład którego wchodzą: • nowoczesna maszyna wytrzymałościowa INSTRON4502 (10 kN); prod. INSTRON

Ltd. High, Anglia, 1991, zakres pomiarowy sił: od 0 do 50 kN, przy dokładności ±0,05 N, zakres prędkości ruchu trawersy od 0,05 do 500 mm/min.;

• komputer IBM PC; • oryginalne oprogramowanie „INSTRON", pozwalające na sterowanie maszyną,

wspomaganie jej obsługi i obróbkę wyników badań; - na stanowisku do badań wytrzymałościowych, w skład którego wchodzą:

• maszyna wytrzymałościowa INSTRON 1196 (250 kN); prod. INSTRON Instr., Anglia, 1974, zakres pomiarowy sił: od 0 do 250 kN, przy dokładności ±1 N, zakres prędkości ruchu trawersy od 0,05 do 50 rnm/min.;

• piec rurowy do badań materiałów w wysokich temperaturach (do 1200°C); • komputer IBM PC; • własne oryginalne oprogramowanie „INSI 196", pozwalające na sterowanie maszyną i

wspomagające jej obsługę oraz na rejestrację wyników pomiarów w zbiorach tekstowych oraz ich obróbkę i prezentację graficzną,

• wymienione stanowisko należy zaliczyć do unikalnych ze względu na precyzję z jaką rejestrowane są badane parametry, a zainstalowane oprogramowanie pozwala na dużą dowolność formatowania zbiorów wyjściowych z uwzględnieniem prowadzenia dowolnych przeliczeń mierzonych wielkości wraz z ich graficzną prezentacją.

Przedstawiony zestaw urządzeń daje możliwość wyznaczenia z bardzo dużą dokładnością wszystkich parametrów własności mechanicznych różnych materiałów w próbie rozciągania i

328 Baza laboratoryjna wraz z oprzyrządowaniem pomiarowo-obliczeniowym

STEROWANIE POMIAR REJESTRACJA

Rys. 14.1. Schemat sterowania i budowy plastometru skrętnego typu PS-A/76 [26,45]: 1 - silnik, 2 -przekładnia zębata, 3 - licznik prędkości obrotowej, 4 - sprzęgło elektromagnetyczne, 5 - im-pulsator fotoelektryczny do pomiaru ilości skręceń, 6 - uchwyt samocentrujący, 7 - uchwyt ruchomy, 8 - piec grzewczy, 9 - próbka, 10 - uchwyt stały, 11 - czujnik do pomiaru momentu skręcającego, 12 - czujnik do pomiaru siły poosiowej

ściskania. Dodatkowe wyposażenie w postaci elektronicznych ekstensometrów pozwala na precyzyjne określenie parametrów własności plastycznych.

Próba skręcania na gorąco lub na zimno Próby takie przeprowadza się na stanowisku do prób plastometrycznych, tj. skręcania

próbek § 6x50 mm, przy prędkości skręcania 0,1+5 s"1 w przedziale temperatur 20+1280°C, z komputerowym opracowaniem, w skład którego wchodzą: - plastometr skrętny PS-A/76, prod. OBR Maszyn Hutniczych, Bytom, 1977; - oprzyrządowanie, umożliwiające symulację procesów odkształcenia; - oprogramowanie, pozwalające na rejestrację wyników w danych warunkach przeróbki

plastycznej, z komputerowym ich opracowaniem w formie wykreślnej wraz z ich analizą statystyczną.

PLASTOMETR SKRĘTNY Plastometr skrętny PS-A/76 zbudowany jest z trzech głównych zespołów: zespołu zasila

nia, zespołu sterująco-rejestrującego i zespołu wykonawczego (rys. 14.1).

Zespół wykonawczy - w skład tego zespołu wchodzą: - napęd w postaci silnika prądu stałego i przekładni zębatej, - układ mocujący czynny i bierny, - sylitowy piec oporowy, - zespół czujników pomiarowych, - instalacja centralnego smarowania.

14. Laboratoria badań technologicznych w zakresie teoretycznych podstaw.., 329

Silnik elektryczny posiada bezstopniową, płynną regulację obrotów w zakresie 50+1500 obr./min. Przekładnia o przełożeniu i = 25, dzięki sprzęgłom elektromagnetycznym pozwala poszerzyć ten zakres od 2+1500 obr./min. Plastometr wyposażony jest w piec umożliwiający nagrzewanie próbek do maksymalnej temperatury 1250°C. Dane techniczne urządzenia: - Moc pobierana: 15 kVA; 220/380V; 50 Hz, - Moc napędu głównego: 7,5 kW, - Obroty nominalne: n = 1500 obr./min, - Zakres regulacji prędkości obrotowej: 50+ 1500 obr./min, - Moc układu grzania: 4 kW, - Przełożenia: i = 1 + 25, - Dopuszczalny moment obrotowy: Ms = 150 Nm.

Zespół sterująco-rejestrujący - zespół ten służy do sterowania przebiegiem skręcania i składa się z następujących elementów: - panelu pomiaru prędkości obrotowej silnika głównego, - regulatora temperatury pieca grzewczego, - panelu zadawania kąta skręcenia próbki, - wzmacniacza tensometrycznego, - rejestratora wielokanałowego, - pulpitu sterowniczego.

Opis działania urządzenia Próbka skręcana jest pomiędzy obracającym się uchwytem czynnym przekładni zębatej a

biernym zespołu mocująco - pomiarowego. Przekładnia zębata posiada wbudowane dwa sprzęgła wielopłytkowe włączane elektromagnetycznie oraz hamulec elektromagnetyczny zabudowany w przekładni zębatej, umożliwiający przerwanie odkształcania próbki. Uchwyt zespołu mocująco - pomiarowego osadzony jest na ułoży skowanym wałku. Wał ma możliwość posuwu osiowego. Koniec wału, poprzez belkę rozprężną przenosi obciążenie osiowe na czujnik siły poosiowej. W celu umożliwienia zamocowania próbki, przedłużonej przy pomocy specjalnych uchwytów, piec ułoży skowany jest obrotowo względem podstawy. Do pomiaru ilości skręceń służy impulsator fotoelektryczny.

W skład plastometru każdego typu wchodzi zespół czujników do pomiaru momentu skręcającego, siły osiowej lub zmian wymiarów próbki podczas odkształcenia, impulsator do pomiaru ilości wykonywanych skręceń oraz zespół do programowania i rejestracji procesu odkształcenia. Moment skręcający wywierany jest na próbkę przy pomocy dwóch uchwytów: obrotowego i stałego (rys. 14.1). Uchwyt obrotowy połączony jest poprzez sprzęgło z przekładnią i silnikiem elektrycznym. Uchwyt stały ułożyskowany jest w taki sposób, że umożliwia ruch poosiowy. Na uchwycie tym zamontowane są czujniki do pomiaru momentu skręcającego (rys. 14.2a) i siły poosiowej (rys.14.2b). Do pomiaru momentu skręcającego i siły osiowej używane są czujniki tensometryczne, które przed przystąpieniem do serii badań muszą być odpowiednio

http://rys.14.2b


przeskalowane dla ustalenia tzw. stałych skalowania, wymaganych do wyliczenia mierzonych parametrów (podrozdz. 16.1).

a) b)

Rys. 14.2. Sposób pomiarów: momentu skręcającego (a) i siły osiowej (b) stosowany w badaniach pla-stometrycznych [26]: 1 - oprawa, 2 - wałek, 3 - pryzma, 4 - belka, 5 - nakrętka zaciskowa, 6 - tuleja zaciskowa, 7 - tensometry

14.2. Laboratoria w zakresie pomiarów na wyrobach gotowych

Pomiar rozkładów odkształceń Pomiar rozkładu odkształceń przeprowadza się:

- metodą siatek koordynacyjnych na stanowisku, w skład którego wchodzą: • mikroskop pomiarowy IMC-150x50B (dokładność odczytu 0.001 mm), prod. ZSRR,

1978; • komputer IBM PC z zainstalowanymi programami, umożliwiającymi wyznaczanie

rozkładów składowych tensora odkształcenia, prędkości i intensywności odkształcenia; • na stanowisku pomiarowym zainstalowane są profesjonalne programy:

a) „ODCZYT" - wspomagający odczytywanie współrzędnych węzłów siatki koordynacyjnej,

b) „VizPlast" - do obliczania rozkładów składowych tensorów odkształceń, prędkości odkształcenia i intensywności odkształcenia,

c) „SURFER" - do obróbki graficznej wyników pomiarów i obliczeń; - na stanowisku z komputerowym systemem analizy obrazu w zakresie wyznaczania od

kształceń w procesach plastycznej przeróbki metali w oparciu o siatki koordynacyjne, w

14. Laboratoria badań technologicznych w zakresie teoretycznych podstaw... 331

skład tego stanowiska wchodzą: • kamera teleoptyczna CCD-4012P z interfejsem, prod. BISCHKE, Niemcy, 1996 r.; • komputer IBM PC z kartą Frame Grabber Show Time Plus (S-VHS) i ze specjali

stycznym oprogramowaniem: MultiScan Base V.8.08 (program pomiarowy wraz z obrazowo-tekstową bazą danych), z możliwością generowania obrazu statycznego (program ScanBase) i ruchomego (program MediaStation) oraz program VizPlast do analizy obrazu.

Przy wykorzystaniu stanowisk wraz z zainstalowanymi oprogramowaniami istnieje możliwość wyznaczenia rozkładów składowych tensorów odkształcenia i prędkości odkształcenia oraz intensywności odkształcenia we wszystkich procesach plastycznej przeróbki metali. Odkształcenia mogą być analizowane w różnych stanach odkształcenia (płaski, osiowo - symetryczny, przestrzenny), jednak pod warunkiem, że istnieje możliwość wykonania badań na wcześniej dzielonych próbkach z naniesioną siatką koordynacyjną na przekrojach. Wygenerowane zbiory - jako wyniki obliczeń z programu „VizPlast" - opracowywane są graficznie przy pomocy „SURFER-a". Mogą być przedstawiane w postaci mapek izolinii odkształceń i/lub wykresów przestrzennych.

Pomiar rozkładów twardości i mikrotwardości Pomiar rozkładów twardości i mikrotwardości odbywa się na stanowisku, w skład którego

wchodzą: - twardościomierz ZWICK3212002, prod. ZWICK GmbH, Ulm, Niemcy, 1991, do pomiaru

twardości metodami: statycznymi (Brinella HB, Vickersa HV) lub dynamicznymi (Kno-opa);

- komputer IBM PC; - oprogramowanie „ZWICK-version 1.5", wspomagające prowadzenie pomiarów twardości i

opracowanie wyników. Pomiary twardości można przeprowadzać, przy automatycznym odczycie i wydruku wy

ników twardości i przemieszczenia. Zakres stosowanych obciążeń od 2 do 300 kN. Dokładność pomiaru: przemieszczenia ± 0,0005 mm, a przekątnych odcisku ± 0,0001 mm. Zainstalowany elektroniczny czujnik do pomiaru przemieszczenia pozwala na pomiar rozkładów twardości wszystkich materiałów metalowych, ceramicznych i ich spieków. Duża ingerencja w zbiór parametrów programu „ZWICK" pozwala na dowolną formę wyprowadzenia wyników pomiarów w postaci zbiorów tekstowych lub w postaci graficznej.

Pomiary własności technologicznych wyrobów gotowych dokonywane są również w zakresie pomiarów: - naprężeń własnych w wyrobach ciągnionych i tłoczonych, określanych metodą elektroli

tycznego trawienia, wyk. Wydz. Metalurgiczny AGH, 1974; - odkształceń podstawowych i dodatkowych oraz parametrów skręcenia w gotowych wyro

bach rurowych; - gniotu krytycznego przy dziurowaniu stali rurowych w walcarce skośnej; - własności tłocznych i sprężystych walcowanych blach; - anizotropii odkształcenia w wyrobach po przeróbce plastycznej.

332 Baza laboratoryjna wraz z oprzyrządowaniem pomiarowo-oblicżeniowym

15. BAZA LABORATORYJNA W ZAKRESIE TECHNOLOGICZNYCH PROCESÓW PRZERÓBKI PLASTYCZNEJ

W zakresie procesów technologicznych poszczególne zespoły naukowo-badawcze, prowadząc swoje badania laboratoryjne i prace badawcze, korzystają z kilku stanowisk badawczych, modernizowanych i doposażonych w miarą realizacji kolejnych prac naukowo-badawczych i unowocześniania programu nauczania.

15.1. Laboratoryjna walcarka dwuklatkowa

Laboratoryjny zespół walcowniczy nr 1, umożliwiający proces odkształcenia: - na gorąco lub na zimno - wyrobów kształtowych i płaskich, procesy te modelowane są na

stanowisku dwuwalcowej walcarki (|) 200 mm do walcowania wzdłużnego, prod. Huta Zygmunt, z możliwością ciągłej regulacji prędkości, walcowania, zadawanej poprzez tyrystorowy układ napędowy typu TUN-110/M3/141/K, producent PZWA „APATOR", Toruń (1973), a wykonywanej drogą płynnej regulacji prędkości obrotowej głównego silnika bocznikowego prądu stałego typ PXOm-74b ze wzbudzeniem obcym (N s =100 kW; ns = 1040obr./min.);

- na gorąco - wyrobów rurowych na stanowisku walcarki skośnej § 200 mm, według wariantu dziurowania pełnych kęsów § (55+65) mm, lub wydłużania grubościennych tulei rurowych § (50+60) mm ze stali na rury, na trzpieniach cylindrycznych (sterowanych i swobodnych) lub sferycznych (stałych), prod. Huta Jedność, 1963, zmodernizowana wg projektu Wydz. Metalurgicznego AGH: do układu trój walcowego w 1978 r., rozbudowana do układu walcarki z napędzanymi prowadnicami tarczowymi Dieschera (1986 r.) wraz z układem hydraulicznym do regulacji ruchu roboczego trzpienia walcarki (1995 r.);

- przy technologiach przerobu na gorąco do nagrzewania próbek stosuje się zespół sylitowych pieców komorowych.

Stanowisko to posiada pełny układ pomiarowy do mierzenia parametrów technologicznych realizowanych procesów walcowania.

Zasilane jest z sieci trójfazowej 380/220V 50 Hz przez wprowadzenie sygnału na tyrystorowy układ napędowy typu TUN-110/M3/141/K, umożliwiający jednokierunkowe sterowanie i płynną regulację prędkości obrotowej silnika bocznikowego prądu stałego typ PXOm-74b ze wzbudzeniem obcym. Tyrystorowy układ napędowy składa się z: zespołu tyrystorowego sterują-co-regulującego w obudowie w kształcie szafy zasilającej, prądniczki tachometrycznej, silnika bocznikowego prądu stałego.

Linia walcarki wzdłużnej Zadawanie i sterowanie prędkością obrotową w węzłach mechanicznych linii technologicz

nej dwuwalcowej walcarki do walcowania wzdłużnego (rys. 15.1) odbywa się przez tyrystorowy

15. Baza laboratoryjna w zakresie technologicznych procesów przeróbki plastycznej 333

układ napędowy TUN (1) bezpośrednio sterujący prędkość obrotową silnika napędu głównego (2), poprzez sprzęgło rozłączne (3) i czterostopniową przekładnię kątową (4), wykorzystując obecnie jedynie przełożenie max. I biegu (i = 5,052), sprzęgło rozłączne i klatkę walców zębatych (5a), łączniki przegubowe, bezpośrednio napędzające walce robocze, zabudowane w klatce walcarki dwuwalcowej. Przy pracy w tych warunkach rozłączone są - klatka walców zębatych (5) i sprzęgło rozłączne w linii walcarki skośnej.

Rys. 15.1. Schemat stanowiska laboratoryjnej walcarki dwuklatkowęj: NW - wspólny napęd walcarek; WS - klatka walcarki skośnej c|)200x260 mm; WW - klatka walcarki wzdłużnej (|>250xl62 mm; UP -układ pomiarowy. A - układ mechaniczny: 1 - tyrystorowy układ napędowy TUN, 2 - silnik napędu głównego, 3 -sprzęgło rozłączne, 4 - czterostopniowa przekładnia kątowa, 5,5' - klatka walców zębatych, 6 -przekładnia dodatkowa, 7,7' - górne (dolne) narzędzie prowadzące, 8 - przekładnia prowadnicy tarczowej, 9 - obudowa wraz z trzpieniem i główką dziurującą; B - układ pomiarowy: 10 - podstawowa aparatura przetwarzająca, 11 - rejestrator, 12+14 -czujniki momentu obrotowego na walcu, 15+16 - czujniki siły nacisku na walec roboczy, 17 -czujnik siły nacisku na górne narzędzie odkształcające, 18 - czujnik siły nacisku na główkę dziurującą 19 - czujnik prędkości obrotowej walca, 20 - czujnik prędkości obrotowej główki dziurującęj

Klatka robocza walcarki dwuwalcowej ma stojaki typu zamkniętego. W oknach zabudowano obudowy z łożyskami ślizgowymi. Nastawę walców realizuje się poprzez śrubowy mechanizm naciskowy ze sprężynowym wyważaniem masy walców. Klatka robocza walcarki dwuwalcowej wyposażona jest w układ pomiarowy (10, 11), wykorzystujący czujniki tensometryczne do po-


miaru: sił nacisku (15, 16) i momentów obrotowych (12, 13) oraz mechaniczny (19), a jej charakterystyka jest następująca:

Dla wprowadzenia i odbioru walcowanych próbek zabudowuje się z obu stron walcarki prowadnice, dostosowane do typu kalibrowania walców roboczych.

Linia walcarki skośnej Zadawanie i sterowanie prędkością obrotową węzłów mechanicznych w linii technologicz

nej walcarki skośnej (rys. 15.1) do walcowania rur bez szwu odbywa się przez tyrystorowy układ napędowy (1), przekazujący impuls regulująco-sterujący na główny silnik napędowy (2). Praca w tym układzie wymaga rozłączenia sprzęgła w linii walcarki dwuwalcowej, a zasprzęglenia sprzęgła w linii walcarki skośnej. Dalsze przenoszenie obrotów zachodzi przez: czterostopniową przekładnię kątową (4), klatkę walców zębatych (5), napędzającą dwa boczne walce robocze, zabudowane w klatce walcarki skośnej, przekładnię dodatkową (6), napędzającą górne narzędzie robocze (7 - typu: prowadnica tarczowa górna, prowadnica stała lub rolka obrotowa, walec roboczy).

Walcarka skośna umożliwia zastosowanie różnych typów kalibrowania walców roboczych, złożeń walców (układ dwu- lub trójwalcowy), narzędzi prowadzących (w układzie dwuwalco-wym: prowadnica tarczowa, prowadnica stała lub rolka obrotowa, a w układzie trójwalcowym: walec roboczy), a zatem umożliwia modelowanie stanowisk laboratoryjnej walcarki, np. dwuwalcowej Stiefla i Mannesmanna, trójwalcowej Assela, lub walcarki Dieschera (w której napęd tarczy dolnej zachodzi przez przekładnię-przystawkę - 8). Kształtowanie otworu wewnętrznego w dziurowanym kęsie następuje na zespolonej główce dziurującej, umieszczonej na trzpieniu, obracającym się w gnieździe, ułożyskowanym w obudowie (9).

Walcarka skośna wyposażona jest w układ pomiarowy (10, 11) wykorzystujący czujniki: tensometryczne (do pomiaru momentów obrotowych - 12, 13, 14 i sił nacisku - 15, 16, 17, 18) oraz mechaniczne (19, 20).

Walcarka ta umożliwia realizację badań laboratoryjnych przy następujących parametrach technologicznych: - średnica kęsów w zależności od gatunku stali:

a - węglowa, dk = 50+70 mm, b - stopowa i wysokostopowa, dk = 50+60 mm,

- złożenie walców roboczych - średnica walca roboczego, max. - długość beczki walca - łożyska walców - tworzywo półpanewek - prędkość obrotowa walców - nastawa walców - nastawianie szczeliny walców, - wymiary próbek - siła nacisku na czop walca - moment obrotowy na łączniku

dwuwalcowe, 320 mm, 162 mm, ślizgowe, brąz, (Odo 1,7) s"1, górnym walcem, 1 mm/obr., hmax x b m a x = 30 > max. 160 kN, max. 20 kNm.

30x70 mm,


- długość kęsów max. 180 mm, - temperatura nagrzewu max. 1250°C, - średnica główek dziurujących, dg = 22+54 mm, - gniot w przewężeniu walców 5P = 10+30 %, - kąt zukosowania walców (3 = 6+15 stopni, - kąt rozwalcowania 8 = 0+7 stopni, - współczynnik owalizacj i %c = 1,0+1,15, - stosunek prędkości obwodowej prowadnicy tarczowej do prędkości osiowej walcowanej

tulei, Vp/v t 0 , zmieniany skokowo w zakresie 1,2+3,0 poprzez dobór odpowiednich przełożeń kół zębatych przekładni czołowych,

- średnica walca roboczego max. D w = 220 mm, - długość beczki walca roboczego Lb = 260mm, - średnica prowadnicy tarczowej max. D p = 280 mm, - prędkość obrotowa walca max. n w = 0+1,4 s"1.

Parametry energetyczne, max.: - siła nacisku na czop walca 240 kN, - siła nacisku na narzędzie górne 160kN, - siła nacisku na główkę dziurującą 160 kN, - moment obrotowy na łączniku 8 kNm.

Parametry walcownicze procesu dziurowania w walcarce skośnej Stanowisko badawcze umożliwia stosowanie wielu zmiennych czynników, narzucanych w

różnych stadiach przygotowania i realizacji prób badawczych, a mianowicie [42]: - kalibrowanie narzędzi roboczych - obejmuje dobór wymiarów narzędzi zewnętrznych (wal

ców) i wewnętrznych (główka dziurującą lub trzpień walcowniczy), jak i prowadnic tarczowych Dieschera;

- technologia nagrzewania - oporowy piec grzewczy umożliwia realizację dogodnej technologii nagrzewu (temperatura, czas i sposób nagrzewu) prętów i grubościennych tulei rurowych z dowolnego gatunku stali i o określonym przekroju;

- klatka robocza walcarki skośnej - w zakres regulacji nastaw, narzucanych w tym węźle mechanicznym, wchodzą różne regulacje położenia narzędzi roboczych: • usytuowanie położenia walca roboczego w przestrzeni przez zadanie kątów: zukosowa

nia (3 = 5+12° (nachylenia osi walca w płaszczyźnie pionowej) i rozwalcowania 8 = 0+5° (odchylenia osi walca w płaszczyźnie poziomej),

• odstępu między walcami w ich części cylindrycznej dc, narzucanego przez gniot 8C, gdzie d c = 2 r c = 2 r k ( l - 8 c ) ,

• odstępu między prowadnicami tarczowymi dp, narzucanego przez współczynnik owali-zacji przekroju poprzecznego pasma %c, gdy wymiar ten jest obliczany wzorem: d p = 2 r c ą c = 2 r k ( l - 5 c ) ą c ;

- zespól mocowania główki dziurującej - pozwala na dowolne jej usytuowanie w strefie odkształcenia, przyjmując zmienną średnicę, narzucającą odpowiedni stopień przerobu pla-


stycznego na gorąco; najczęściej realizowany jest przypadek swobodnego obrotu drążka wraz z główką dziurującą (można go również napędzać, lub hamować); można także prowadzić proces tzw. wtórnego wydłużania grubościennych tulei rurowych na trzpieniu sferycznym, którego położenie w strefie odkształcenia jest stałe;

- zespól mocowania trzpienia walcowniczego - pozwala na dowolne usytuowanie w strefie odkształcenia cylindrycznego trzpienia walcowniczego o zmiennej średnicy, narzucając odpowiedni stopień przerobu plastycznego na gorąco; najczęściej realizowane są przypadki ruchu postępowego trzpienia: sterowany lub swobodny.

Piece grzewcze Do nagrzewania próbek stalowych - o przekroju okrągłym, kwadratowym lub innym, służą

elektryczne piece komorowe typu PSK-7 i KS 600-25, ewentualnie PSK-31, z automatyczną płynną regulacją temperatury nagrzewania w zakresie do 1350°C. W zależności od temperatury nagrzewania i stopnia starzenia elementów grzejnych stosuje się różne natężenie prądu, regulując je poprzez system przełączeń na zaczepach transformatora. Każdy piec jest indywidualnie sterowany z tablicy pomiarowo-sterującej.

Są to piece grzewcze, pracujące na zasadzie oporowego wydzielania ciepła w elementach grzejnych, wykonanych z materiału tzw. sylit (SiC). W laboratorium znajdują się trzy piece grzewcze: KS-600/25 - producent: E.K. „Hans Beimler", Hennigsdorf, NRD, 1973; PSK-7 i PSK-31 - producent: LZT „ELTERMA", Świebodzin Wlkp., 1966, umożliwiające nagrzewanie do temperatury znamionowej, max. 1350°C, przy pomiarze temperatury, dokonywanym termo-elementem PtRh-Pt.

15.2. Laboratoryjna walcarka kwarto

Laboratoryjny zespół walcowniczy nr 2 (schemat kinematyczny walcarki kwarto pokazano na rys.6.3), umożliwiający proces odkształcenia: - na zimno - poprzez walcowanie wyrobów płaskich drogą odkształcania z naciągami blach

taśmowych, realizowany w walcarce kwarto L200 mm, prod. Zakład Produktywizacj i Głuchych, Katowice, 1964, z możliwością nawrotnej regulacji prędkości walcowania, przy czym w jej układzie mechanicznym wyróżniamy: • klatkę roboczą kwarto z mechanizmami regulacji położenia walców: roboczych L200

mm o średnicy § 100 mm (napędzanych pośrednio od silnika) i walców oporowych L200 mm o średnicy (j) 400 mm (nie napędzanych);

• układ napędowy umożliwia zadawanie - w sposób ciągły, walcom roboczym prędkości: obrotowej (0+126 obr/min.) i obwodowej (0+0,66 m/s);

• łączniki rozetowe; • klatka walców zębatych o zazębieniu daszkowym; • przekładnia zębata jednostopniowa o przełożeniu i = 7,92; • główny silnik napędowy prądu stałego, pracujący w układzie Leonarda, o mocy 25 kW

i prędkości obrotowej 1000 obr/min.


- do rejestracji istotnych parametrów danej technologii stosuje się czujniki tensometryczne firmy Hóttinger, Niemcy, oraz oprogramowanie, umożliwiające pomiar i rejestrację parametrów siłowych i kinematycznych. Z walcarką kwarto współpracują dwie zwijarki o oddzielnym indywidualnym napędzie,

umożliwiającym wywieranie koniecznych naciągów w walcowanym paśmie.

15.3. Laboratorium kuźnictwa

Modelowane są tutaj wszystkie technologie procesów kucia i prasowania, zarówno klasycznego, jak i niekonwencjonalnego np. kucie ze zmiennym odkształceniem. Na wyposażeniu tego laboratorium znajdują się następujące urządzenia: - prasa hydrauliczna ZD-100, o sile nacisku 1000 kN, prod. VEB Werk., Lipsk, NRD, 1965; - prasa śrubowa FA-1730 o nacisku 1000 kN, prod. ZSRR, 1956; - młot powietrzny (sprężarkowy) MS-200, o energii uderzenia 2 kJ, prod. ZSRR, 1955; - laboratoryjny młot spadowy przyścienny o energii uderzenia 25 kJ - konstr. własna, prod.

Huta Ostrowiec, rok 1980; - stanowisko do spęczania skrętnego, umożliwiające odkształcanie materiałów w warunkach

przemiennego stanu odkształcenia przy max. sile prasowania 250 kN, konstrukcja Zakładu PPM, 1996;

- przy technologiach kształtowania materiałów na gorąco do nagrzewania stosuje się piec komorowy, sylitowy, typ PSK, prod. LZT Elterma, Świebodzin Wlkp., 1968;

- do rejestracji istotnych parametrów danej technologii stosuje się czujniki tensometryczne firmy Hóttinger oraz oprogramowanie, umożliwiające pomiar i rejestrację parametrów siłowych i kinematycznych.

Uniwersalne maszyny wytrzymałościowe (zrywarki) - po wyposażeniu ich w specjalistyczne oprzyrządowanie do badania technologicznych procesów przeróbki plastycznej m.in. z zakresu kuźnictwa, mogą być wykorzystane do badań laboratoryjnych w szerokim zakresie tych prób. Wykorzystywane w laboratorium maszyny to typowe rozwiązania konstrukcyjne hydraulicznego układu napędowego (rys. 15.2).

Zasada działania tej maszyny polega na wtłaczaniu do cylindra roboczego (1) oleju pod ciśnieniem p, którego wielkość jest regulowana za pomocą odpowiedniego zaworu dławiącego. Siłę nacisku Fn określa się jako Fn = pS t = 0,25p7id2 , gdzie St jest polem powierzchni tłoka cylindra hydraulicznego. W urządzeniu tym można realizować: - technologiczne próby rozciągania, - próby technologiczne ściskania, - próby technologiczne zginania przy zastosowaniu odpowiednio skonstruowanego elementu

gnącego lub przyrządu do gięcia.


4

1 2 i

i

I

M

12

I I

Rys. 15.2. Uniwersalna prasa hydrauliczna (pionowa, dolnocylindrowa) - maszyna wytrzymałościowa: 1 - główny siłownik prasy (cylinder i nurnik), 2 - trawersy prasy napędzane siłownikiem, 3 -trawersa nastawna prasy, napędzana mechanicznie, 4 - stała trawersa prasy, 5 - śruby nastawne, prowadnice napędu mechanicznego, 6 - silnik napędowy mechanizmu śrubowego, 7 - reduktor, 8 - przekładnia łańcuchowa, 9 - silnik i pompa napędu hydraulicznego prasy o zmiennej wydajności, 10 - regulator, zawór bezpieczeństwa, 11 - rozdzielacz 4/3, blok zaworów, 12 - zawór przelewowy, 13 - przepływomierz z regulacją, zawór dławiący, 14 - miernik ciśnienia i siły nacisku

15.4. Laboratorium niekonwencjonalnych technologii kształtowania metali

Znajduje się tutaj baza doświadczalna (6 stanowisk) dla specjalistycznego oprzyrządowania do kucia w zakresie niekonwencjonalnych technologii kształtowania metali, stopów metali, kompozytów i spieków metalicznych, materiałów proszkowych itp.: - stanowisko do badań własności nadplastycznych materiałów w indywidualnie zaprojekto

wanym oprzyrządowaniu technologicznym z możliwością sterowania, pomiaru i rejestracji * temperatury, pomiaru sił, prędkości i stopnia odkształcenia w próbie rozciągania i ściskania na gorąco;

- stanowisko do badania odkształceń w procesie kucia dokładnego - na gorąco i na zimno, -prasowania i wyciskania, z pomiarem temperatury odkształcenia oraz siły i naprężeń w procesie odkształcenia;

- stanowisko do kucia matrycowego i wyciskania w warunkach izotermicznych, w skład stanowiska wchodzą: • indywidualnie zaprojektowane oprzyrządowanie technologiczne,


• maszyna wytrzymałościowa Instronl 196 o sile nacisku do 250 kN; - stanowisko do odkształcania stopów w stanie półciekłym (thixoforming), w skład którego

wchodzą: • indywidualnie zaprojektowane oprzyrządowanie technologiczne, • prasa hydrauliczna ZD-100 o sile nacisku do 1000 kN;

- stanowisko do formowania na zimno, półgorąco i gorąco oraz w warunkach izotermicz-nych przez prasowanie, kucie i wyciskanie proszków metali, spieków i kompozytów metalicznych, w skład którego wchodzą: • piec do nagrzewania w atmosferze ochronnej, • prasa śrubowa FA-1730 lub hydrauliczna ZD-100, każda o sile nacisku do 1000 kN z

możliwością pomiaru siły w czasie odkształcenia, • mieszarka do proszków;

- stanowisko do odkształcania z dużymi prędkościami w przyściennym młocie spadowym o energii uderzenia do 25 kJ.

15.5. Laboratorium ciągarstwa

Technologie procesów ciągnienia modelowane są na stanowiskach, w skład których wchodzą: - ciągarka ławowa (rys. 15.3), jednołańcuchowa do badań procesów ciągnienia prętów, wal-

cówki i rur według różnych wariantów technologicznych, kompletnie zmodernizowana wg projektu Wydz. Metalurgicznego w 1978 r., z możliwością ciągłej regulacji prędkości, zadawanej poprzez tyrystorowy układ napędowy typu TUN-110/M3/141/K, a wykonywanej drogą płynnej regulacji prędkości obrotowej silnika prądu stałego typ DP-72 (N s= 67 kW; ns = 590 obr./min.), oraz rejestracji - przy pomocy komputera, parametrów siłowych i prędkości ciągnienia;

- ciągarka bębnowa (rys. 15.4) do ciągnienia walcówki do § 3 mm, prod. ZD AN AGH, 1985, z możliwością ciągłej regulacji prędkości oraz rejestracji - przy pomocy komputera - sił: ciągnienia i przeciwciągu, momentów oraz prędkości ciągnienia; pozwala - przy średnicy bębna D b = 200 mm, uzyskać prędkość ciągnienia v c m a x do 4 m/s;

- walcarka (j) 100x34 mm - do kształtowania drutów na zimno, prod. Huta Baildon, 1998, wyposażona jest w rozwijarkę - z regulowanym przeciwciągiem, i w automatyczną zwijarkę szpulową - z regulowanym naciągiem, przy czym napęd pozwala na max. prędkość walcowania do 0,44 m/s;

- oba te urządzenia mają wspólny napęd silnikiem prądu stałego o mocy znamionowej 7 kW i max. prędkości obrotowej do 1000 obr./min., który poprzez indywidualne przekładnie w linii tych urządzeń zadaje odpowiednią prędkość liniową - ciągnienia lub walcowania.


Rys. 15.3. Schemat laboratoryjnej ciągarki ławowej: 1 - główny silnik napędowy prądu stałego, 2 -sprzęgło, 3 - przekładnia zębata (reduktor), 4 - czujnik pomiaru prędkości obrotowej, 5 - koło łańcuchowe czynne, 6 - koło łańcuchowe bierne, 7 - wózek ciągarki, 8 - zaczep wózka ciągnącego, 9 - czujnik siły, 10 - głowica narzędziowa, uchwyt ciągadła i smarownicy, 11 - belka rozłączająca zaczep wózka ciągnącego, 12 - przekładnia łańcuchowa z łańcuchem sworzniowym, 13 - uchwyt wózka ciągnącego, 14 - łoże i korpus ciągarki, 15 - płyta oporowa, 16 -rolka prowadząca łańcuch

Rys. 15.4. Schemat laboratoryjnej ciągarki bębnowej: 1 - główny silnik napędowy prądu stałego, 2 - sprzęgło, 3 - przekładnia pasowa (reduktor), 4 - bęben ciągnący, 5 -rolka pomocnicza do „zaciągania", 6 - tensometryczny czujnik do pomiaru momentu skręcającego na wale głównym, 7 - płyta pomiarowa z czujnikiem tensometrycz-nym do pomiaru siły ciągnienia, 8 - głowica z ciągadłem i czujnikiem tensometrycznym do pomiaru siły nacisku metalu na ciągadło, 9 - płyta pomiarowa z czujnikiem tensometrycznym do pomiaru siły przeciwciągu, 10 - głowica z rolkami prowadzącymi lub prostującymi, 11 - rolka pośrednia z hamulcem do wywierania przeciwciągu, 12 - uchwyt do montażu ciągadła przy „zaciąganiu" drutu po jego uprzednim zaostrzeniu, 13 - aparatura kontrolno-pomiarowa


15.6. Laboratorium tłocznictwa

Technologie procesów tłoczenia modelowane są na indywidualnych stanowiskach, zabudowanych z wykorzystaniem: - prasy hydraulicznej 300 kN z przyrządem do wytłaczania i przetłaczania wyrobów cylin

drycznych, zmodernizowanej przez budowę siłownika hydraulicznego do bezstopniowego regulowania siły dociskacza, z możliwością ciągłej rejestracji siły, przemieszczenia i ciśnienia przy pomocy nowoczesnego stanowiska pomiarowego FSPT z przenośnym komputerem i specjalistycznym oprogramowaniem;

- pras^ hydraulicznej 40 kN z możliwością montażu przyrządów do badania własności tłocznych i sprężystych wyrobów płaskich i cylindrycznych.

Rys. 15.5. Laboratoryjne stanowisko badawcze do wytłaczania i przetłaczania oraz jego elementy składowe: A - prasa hydrauliczna ZD30; B - przyrząd wraz z tłocznikiem; C - siłownik hydrauliczny; D - miernik ciśnienia; E - czujnik przemieszczeń; F - czujnik siły; G - komputer wraz z oprogramowaniem


Rys. 15.6. Laboratoryjny przyrząd do wytłaczania z dociskaczem hydraulicznym: 1 - stempel, 2 - pierścień ciągowy, 3 - dociskacz, 4 - oprawa pierścienia ciągowego, 5 - płyta podstawy tłocznika, 6 - oprawa dociskacza, 7 - zewnętrzna tarcza dociskowa do mocowania górnych zaczepów, 8 - wewnętrzny pierścień dociskający membranę, 9 - pierścień pośredniczący, 10 - zaczep górny, 11 - zewnętrzny pierścień dociskający membranę, 12 - tarcza membrany z komorą ciśnieniową, 13 - membrana, 14 - zaczep dolny, nastawny, 15 - krążek wsadowy, 16 - siłownik

Laboratoryjne stanowisko badawcze przeznaczone do wytłaczania i przetłaczania składa się z następujących elementów (rys. 15.5): A - prasa hydrauliczna ZD 30 o maksymalnym nacisku 300 kN, B - przyrząd - tłocznik - z wymiennymi narzędziami do wytłaczania i przetłaczania (rys.

15.6 i 15.7), C - siłownik z regulowanym ciśnieniem od 0 do 100 barów, D - cyfrowy miernik ciśnienia DIGIBAR II - PE300 do 50 barów z możliwością ciągłej jego

rejestracji, E - indukcyjne czujniki przemieszczeń do ciągłej rejestracji drogi stempla i ubytku kołnierza, F - potencjometryczny czujnik siły do ciągłej rejestracji jej zmiany w czasie procesu tłocze

nia, G - przenośny komputer PC z odpowiednim oprogramowaniem, H - system pomiarowy - jednostka skrzynki zaciskowej, zestaw przenośny klasy IP54 - wraz z

kompletem mostków i wzmacniaczy zawiera wymienne moduły przetworników sygnałów: • moduł przetwornika termopar TCC-K, • moduł przetwornika mostka tensometrycznego MT, • moduł przetwornika indukcyjnego dla indukcyjnego czujnika przemieszczeń,


• moduł pętli prądowej, • moduł nadajnika potencjometrycznego SC3-P42, służących do pomiaru: wielkości siły na stemplu, drogi stempla oraz ubytku kołnierza w trakcie wytłaczania miseczki cylindrycznej. Modułowa budowa - zarówno komputera, jak i skrzynki pomiarowo-zaciskowej, pozwala

łatwo dostosować zestaw pomiarowy do dowolnych wymagań użytkownika. Przykładowe konstrukcje: laboratoryjnego przyrządu do wytłaczania (tłocznik z dociska-

czem hydraulicznym) przedstawiono na rysunku 15.6, a wykrojnika z dociskaczem sprężystym na rysunku 15.7.

Rys. 15.7. Konstrukcja laboratoryjnego przyrządu do wykrawania (wykrojnik) z dociskaczem sprężynowym: 1 - płyta podstawy, 2 - słupy prowadzące, 3 - matryca tnąca, 4 - tulejka dociskowa, 5 -stempel tnący, 6 - stempel prowadzący, 7 - obudowa stempla, 8 - sprężyna dociskowa, 9 -płyta głowicowa, 10 - czop, 11 - śruby mocujące, 12 - pierścień mocujący


16. BAZA TECHNIK POMIAROWYCH I OBLICZENIOWYCH

16.1. Aparatura pomiarowa

16.1.1. Podstawy pomiarów tensometrycznych

Tensometria Tensometria należy do punktowych metod pomiarowych, pozwalających na pomiar od

kształceń jednostkowych oraz szeregu wielkości, związanych jednoznacznie z odkształceniami względnymi takimi jak: naprężenie, siła, moment, moc. Przyrządy służące do pomiarów odkształceń noszą nazwę tensometrów i charakteryzują się odpowiednią zasadą działania, bazą pomiarową i dokładnością [11, 30, 102, 118]. Schemat ideowy stosowanego toru pomiarowego podano na rysunku 16.1.

Czujnik tensometryczny Jest on zasadniczą częścią urządzenia pomiarowego, a umieszcza się go tak, aby odkształ

cenia, którym ulega czujnik, były identyczne z odkształceniami badanej powierzchni elementu. Odkształcenia te określa się przy pomocy metod mechanicznych, elektrycznych i pneumatycznych. Przeważająca większość stosowanych metod pomiarów naprężeń opiera się na pomiarze odkształceń sprężystych do granicy stosowalności prawa Hooke'a. W praktyce najczęściej stosowanymi czujnikami elektrycznymi są czujniki parametryczne, spośród których największe rozpowszechnienie mają czujniki rezystancyjne.

W N E

OBIEKT BADANY

Obszar urządzenia lub procesu

przemysłowego

W E

A L A R «

W E W E W E

A U a

Czujnik pomiarowy

A U

BS PAP Ć <ß- " PAP ~<h

AUp

Obszar działania środków metrologicznych

EU-W Elektroniczne

Urządzenia Wyjściowe

Obszar działania środków

informatycznych

Rys. 16.1. Schemat blokowy metrologii tensometrycznej, stosowanej w pomiarach parametrów procesu przeróbki plastycznej

Tensometry elektryczne W pomiarach tensometrycznych, dokonywanych w maszynach do realizacji procesów

przeróbki plastycznej (rys. 16.1), wykorzystuje się ideę zmiany wielkości nieelektrycznej WNE, za pomocą wielkości elektrycznej WE, tj. zmiany oporności drutu tensometrycznego na czujniku pomiarowym - ARcZ w mQ, wywołane przez niewielkie odkształcenia w węźle mechanicz-

16. Baza technik pomiarowych i obliczeniowych 345

nym tego procesu - AL w jum, które możemy zmierzyć jako zmienne napięcie prądu zasilającego ten czujnik - AUCZ w mV, będące proporcjonalnymi do zmian sił nacisku - AFn w kN, lub momentu skręcającego - AMS w kNm. Impulsy te - po wzmocnieniu do wielkości zmiennego napięcia wyjściowego AUP w mV, mierzalnego przez EU-W, zostają zarejestrowane jako dane mierzone przez dany czujnik tensometryczny.

Układy elektryczne do pomiarów tensometrycznych Współczesna technika pomiarów tensometrycznych dysponuje różnorodną - pod wzglę

dem konstrukcji i zastosowania, aparaturą pomiarową. Jednakże urządzenia te oparte są na wspólnej zasadzie i konstrukcji. Podstawowymi elementami aparatury są: - układ mostkowy Wheastone'a zasilany prądem stałym lub zmiennym, pozwalający na

pomiar przyrostu rezystancji czujników, poddanych odkształceniom statycznym lub dynamicznym,

- układ zasilania, - przyrządy kontrolno-pomiarowe, - urządzenia pomocnicze (rejestratory, złącza itp.), - komputer rejestrujący.

16.1.2. Pomiar siły nacisku metalu na narzędzie odkształcające

Pomiar siły nacisku metalu na narzędzie odkształcające - całkowitej lub jednostkowej, tj. siły na zewnętrzne narzędzia odkształcające: walec roboczy, liniał stały lub obrotowy, prowadnicę tarczową, kowadło lub matrycę, umieszczoną w bijaku młota lub suwaku prasy, ciągadło itp., lub na wewnętrzne narzędzie odkształcające: trzpień czy główkę dziurującą itp., dokonywany jest czujnikiem tensometrycznym (rys.16.2a), pracującym w układzie półmostka (drugi półmostek jest na wejściu do PAP).

Szukamy zależności typu: a n = £ FE F er S

Z kolei wiemy, że wielkość odkształcenia wynosi 8 F = C t f a ^ C A C s C i F (16.2) gdzie:

Cj = —- stała pomiaru uwzględniająca ustawienie mostka tensometrycznego, ustalana blo-

kiem skalowania BS (w PAP), poprzez skalowanie funkcji 8^ = f(as), tj. odczyt wychylenia dla danego odkształcenia;

2 0 C 2 = — stała pomiaru uwzględniająca rzeczywisty współczynnik czułości odkształceniowej

k r z

drutu tensometrycznego kre = 1,5- 3,0, w stosunku do wartości standardowej k^ a n d =2,0, na który wy skalo wana j est PAP;

http://rys.16.2a


C 3 = - stała pomiaru uwzględniająca odkształcenia prostopadłe do kierunku działania 1 +v

siłyFn;* a? - wychylenie rejestratora w BS przy skalowaniu czujnika siły nacisku.

Wobec tego całkowita siła nacisku, mierzona tym czujnikiem tensometrycznym, spełnia zależność Fn = a n S = 8 F ES = - ^ 2 ? ° 1 ESa F (16.5)

a s k r z l + v Wobec tego wielkość mierzonej siły nacisku wynosi F n = C e

F a F (16.6)

Przedstawiony sposób określania stałej pomiaru Cg jest metodą pośrednią (obliczeniową)

opierającą się na znajomości: - parametrów mechanicznych konstrukcji czujnika: S; E; v ; - parametrów elektrycznych aparatury pomiarowej: s s ; a s ; k r z .

a) b) Fn(a n) |

Rys. 16.2. Schemat czujników tensometrycznych i sposobu rejestracji przy pomiarach: siły nacisku metalu na narzędzie odkształcające (a) i momentu obrotowego na łączniku napędzającym to narzędzie (b)


16.13. Pomiar momentu skręcającego na łączniku

Pomiar momentu skręcającego na łączniku - przekazującym moment obrotowy na narzędzie odkształcające - dokonywany jest przez czujnik tensometryezny, pokazany na rysunku 16.2b, a pracujący w układzie pełnego mostka, który nakleja się bezpośrednio na tym łączniku.

Do pomiaru stosuje się układ pełnego mostka z uwagi na to, że doprowadzenie prądu zasilającego tensometry odbywa się w czasie obrotu łącznika przez zmienny opór na stykach strun ślizgowych, obracających się po pierścieniach ślizgowych. W tych warunkach sygnał zakłóceniowy byłby równy sygnałowi mierzonemu, a przy zastosowaniu pełnego mostka napięcie zbierane strunami nie wpływa na równowagę i czułość mostka. W tym pomiarze wykorzystuje się zależność

M S = W t s = ^ - | - 8 m (16.7) 16 l + v

Z kolei wiemy, że wielkość odkształcenia wynosi w tym przypadku £

M = C

e Ma

M = C l C

2C

3a

M O 6 ' 8 )

gdzie:

Cj = — stała pomiaru uwzględniająca ustawienie mostka tensometrycznego, ustalana blo-

kiem skalowania BS (w PAP), poprzez skalowanie funkcji e s = f(as), tj. odczyt wychylenia dla danego odkształcenia;

2 0 C 2 = —- stała pomiaru uwzględniająca rzeczywisty współczynnik czułości odkształceniowej

k r z

drutu tensometrycznego k^ = 1,5- -3,0 w stosunku do wartości standardowej k^ a n d =2,0, na który wy skalo wana j est PAP; \

C 3 = - stała pomiaru uwzględniająca odkształcenia poprzeczne do kierunku działania mo

mentu M s; <*m ~ wychylenie rejestratora w BS przy skalowaniu czujnika momentu obrotowego.

Wobec tego wielkość mierzonego momentu skręcającego wynosi M s = C £

M a M (16.9) Przedstawiony sposób określania stałej pomiaru C^1 jest także metodą pośrednią (obli

czeniową), opierającą się na znajomości: - parametrów mechanicznych konstrukcji czujnika: d;E;v; - parametrów elektrycznych aparatury pomiarowej: 8 s;a s;k r z.

16.1.4. Oscyłogramy z pomiarów laboratoryjnych

Określenie stałych pomiarowych poszczególnych torów czujnika tensometrycznego najczęściej dokonywane jest w oparciu o skalowanie doświadczalne - przy danym wzmocnieniu


skalującym W s k a I, czyli metodą bezpośrednią. Jest to konieczne z uwagi na dokładność pomiaru pomimo, że metoda pośrednia daje błąd rzędu do 4% (co jest pomijalnie małe).

Skalowanie toru pomiarowego Sposób ten polega na obciążaniu czujnika tensometrycznego stałą siłą Fn lub momentem

skręcającym Ms i odczytaniu na wskaźniku wychyleń a, odpowiadających im - przy stałym wzmocnieniu sygnału pomiarowego. Uzyskuje się w ten sposób charakterystykę danego czujnika tensometrycznego (rys. 16.3a). a) b)

M s , k N m

F„,kN

stała czujnika siły C F = tg a [kN/dz]

stała rejestracji C r F = W

"FW skal [mm/dz]

stała czujnika momentu skręcającego C'M = t g P [kNm/dz]

stała rejestracji C r M = — [ m m / d z ] *F a,dz " " W s

Rys. 16.3. Charakterystyka czujników tensometrycznych (a) i zależności analityczne (b) do obliczania stałych pomiarowych i rejestracji

Sposób określania stałych rejestracji (rys. 16.3b) polega na przeskalowaniu stosowanego rejestratora, co pozwala na poznanie stałych charakterystyki rejestracji.

Z uwagi na to, że w pomiarach tensometrycznych koniecznym jest uzyskanie przebiegów czasowych parametrów procesów technologicznych - otrzymanych poprzez doświadczenie, sygnał z PAP podawany jest na oscylograf pętlicowy o zapisie bezpośrednim lub rejestrowany komputerowo. Dlatego koniecznym jest ustalenie stałej zapisu dla danego pomiaru, co można odczytać z zarejestrowanego oscylogramu.

Ostatecznie stała pomiaru w układzie mostek tensometryczny - rejestrator dla danego wzmocnienia W p o m wynosi:

= C^ W p o m

F " c r F w s k a l ' c M w p o m

(16.10)

TM w s

Sposoby planowania badań doświadczalnych i opracowania wyników tych badań omówiono w pracy [20].

Opis układu pomiarowego W układzie pomiarowym, zainstalowanym w układzie mechanicznym np. walcarki sko

śnej (rys. 15.1), wyróżniamy następujące czujniki:


czujniki tensometryczne, zabudowane w różnych węzłach mechanicznych maszyny do realizacji procesu przeróbki plastycznej, służące do pomiaru odpowiedniego parametru: • czujniki szklankowe, zabudowane pod śrubami naciskowymi w obudowie klatki

walcowniczej, które po zsumowaniu elektrycznym impulsów dają siłę nacisku metalu na walec roboczy,

• czujnik szklankowy, zabudowany pod gniazdem trzpienia w obudowie mechanizmu do regulacji jego położenia, dający siłę nacisku metalu na główkę dziurującą,

• czujnik szklankowy, zabudowany pod jarzmem obudowy górnego narzędzia odkształcającego, dający siłę nacisku metalu na górną prowadnicą tarczową,

• czujniki mostkowe, zabudowane na łącznikach napędowych walcarki, które poprzez pomiar momentów skręcających pozwalają ocenić ich wielkość - na walcach roboczych i zespole napędzającym prowadnice tarczowe - podczas walcowania dziurujące-go,

' ' 1 a) F. kN

- czujniki mechaniczne o impulsie elektrycznym do pomiaru prędkości obrotowej walca roboczego i główki dziurującej. W układzie pomiarowym, za

instalowanym w układzie mechanicznym np. walcarki kwarto dochodzą dodatkowo: - czujniki mostkowe, zabudowa

ne na łącznikach napędowych rozwijarki i zwijarki, które poprzez pomiar momentów skręcających pozwalają ocenić ich wielkość podczas walcowania taśm z naciągami. Rozwiązania konstrukcyjne

czujników pomiarowych, zabudowanych w plastometrze skrętnym, pokazano na rysunku 14.2.

Odczyt zarejestrowanych wielkości

Wszystkie sygnały elektryczne są skierowane przez podstawową aparaturę przetwarzającą - PAP i rejestrowane w sposób ciągły wielokanałowym oscylografem pętlicowym - R, pracującym z zapisem bezpośrednim, lub kom-

120

100

80

60

40

20

b)

M. kNm

FI

i Fp FI Ft Ffl Ml Mw

—


—


—


—


—

Fł V~ NT/V~—

4/ FQ

3

t, 8

I T

U" IMMHMU \

I W -J i L

n r a g -J

Rys. 16.4. Oscylogram (a) i sposób odczytu mierzonych parametrów (b), uzyskany w procesie walcowania dziurującego kęsów pełnych w walcarce skośnej


puterem, pozwalającym na matematyczną obróbkę, zarejestrowanych przebiegów mierzonych parametrów.

W trakcie walcowania rejestrujemy siły nacisku metalu na: walec roboczy Fp, główkę dziurującą F g i prowadnicę tarczową Ft oraz moment skręcający na łączniku walca M o w. Z zarejestrowanych oscylogramów (rys. 16.4) odczytujemy średnie wychylenia X przy pomiarze danego parametru.

Bezwzględne ich wielkości można obliczyć, znając stałe pomiarowe C danego toru pomiarowego (uwzględniające stałe czujnika tensometrycznego i stałe rejestracji), wzorami, zestawiając je w tabeli 16.1: - parametry energo-siłowe:

F w = x F w C F w , F g = X F g C F g >

F p = x F p C F p >

^ o w = X M w ^ M w

- parametry prędkościowe: 6 Q v p n r z w

60v r

nu = na =- Arzg

(16.11)

(16.12)

(16.13)

(16.14)

(16.15)

(16.16)

Tabela 16.1. Parametry siłowe zmierzone aparaturą tensometryczną podczas walcowania dziurującego pełnych kęsów w walcarce skośnej

Lp. C F W kN/mm C F C kN/mm C F d kN/mm C M W Nm/mm vD mm/s |

Lp. Xp w Fw x F e Pg FD M o w frrzw/g nw/ne | Lp.

mm kN mm kN mm kN mm Nm mm obr. obr./min. 1 2 3 4 5 6

16.2. Baza do obliczeń komputerowych w zakresie modelowania technologicznych procesów przeróbki plastycznej

16.2.1. Laboratoria komputerowe

Zakład Plastycznej Przeróbki Metali korzysta zarówno z ogólnodostępnej bazy wydziałowej czy uczelnianej, jak również z własnych rozwiązań z tego zakresu.


Wydział posiada lokalną sieć komputerową (LAN), której głównym węzłem jest laboratorium komputerowe, znajdujące się w paw. B-4 i B-5. Sieć ta pracuje w systemie UNIX, obsługując cały Wydział.

Główną jednostką w laboratorium komputerowym nr 1 w B-4 jest czteroprocesorowy serwer SUN 670MP, produkcji USA - o dużej mocy obliczeniowej, obsługujący sieć lokalną, jak również zapewniający komunikację z sieciami: ogólnouczelnianą i ogólnoświatową INTERNET. Laboratorium posiada oprócz serwera dwa komputery (stacje robocze) typu SPARC SLC, do których podłączonych jest 12 terminali ADJ DT-220.

Główną jednostką w laboratorium komputerowym nr 2 w B-5 jest stacja robocza HP 712/80 i trzy stacje SUN SLC, do których podłączonych jest 10 terminali, umożliwiających korzystanie z szerokiego zakresu oprogramowania służącego do numerycznej symulacji procesów metalurgicznych.

Każde z laboratoriów wyposażone jest w stanowiska robocze amerykańskiej firmy SUN, pracujące w systemie UNIX, oraz komputery osobiste klasy Pentium, pracujące w systemie Windows'98, Windows NT lub LINUX - tworzące sieć lokalną.

Głównym zadaniem laboratorium, oprócz administrowania siecią lokalną, jest obsługa zajęć dydaktycznych dla studentów Wydziału w zakresie informatyki, metod numerycznych, itp., jak również udostępnienie nadwyżek mocy obliczeniowej pracownikom, wykonującym obliczenia do prac naukowo-badawczych.

Każdy użytkownik sieci może korzystać z poczty komputerowej ogólnoświatowej oraz zasobów baz danych, podłączonych do sieci INTERNET. Może też programować w języku C, FORTRAN-ie i PASCAL-u. W tej sieci lokalnie pracują komercyjne programy do symulacji termomechanicznej procesów plastycznej przeróbki metali takie jak FORGE2, FORGE3 i epfep3 oraz szereg programów typu „public domain", jak np. LaTeX, gnuplot, ghostscript oraz arkuszy kalkulacyjnych, itp., umożliwiających prace edytorskie oraz opracowywanie graficzne wyników obliczeń. Jest również dostępne oprogramowanie z zakresu programów CAD: AutoCAD R14, system MDT 2.0 i Genius 14/Desktop.

Pełny dostęp do sieci centralnej możliwy jest z dowolnego komputera PC, wyposażonego w kartę Ethernet, pracującego w paw. A-2, B-4 i B-5. Umożliwiają one ponadto obliczenia numeryczne, prace edycyjne i obróbkę wyników dzięki zainstalowanym skanerom, drukarkom i ploterom, dających ich graficzną interpretację. Ponadto duża liczba stanowisk badawczych wyposażona jest w komputery PC, umożliwiające bezpośrednią rejestrację wyników pomiarów i ich analizę numeryczną wg indywidualnych programów licencyjnych lub autorskich.

Laboratoria czynne są codziennie od rana do późnych godzin wieczornych. Wszystkie komputery podłączone są do sieci centralnej: ogólnouczelnianej i ogólnoświatowej INTERNET. Każdy student ma własny adres poczty elektronicznej oraz konto, dające mu pełny dostęp do zasobów światowej sieci komputerowej. Oprócz kompilatorów języków programowania, edytorów tekstu i narzędzi do korzystania z sieci, dostępne są programy graficzne, specjalistyczne programy do symulacji procesów, programy do wspomagania projektowania oraz wiele innych. Z laboratoriów można korzystać w ramach zajęć lub indywidualnie, w sposób nieograniczony. Bogaty program zajęć z informatyki oraz innych przedmiotów nauczania pozwala studentom opanować specjalistyczne oprogramowanie, pomocne przy wykonywaniu


zadań z różnych przedmiotów, objętych programem kształcenia oraz dających przygotowanie do przyszłej pracy. Na Wydziale działają Koła Naukowe, umożliwiające studentowi rozwijanie własnych zainteresowań informatycznych i rozwiązywanie problemów naukowych, powstających podczas kształcenia na Wydziale.

16.2.2. Programy do symulacji termomechanicznej procesów przeróbki plastycznej

Charakterystyka programu Form2D Termomechaniczna analiza płynięcia metalu w programie FORM-2D realizowana jest

przy założeniu lepkoplastycznego modelu odkształcenia w oparciu o siatkę trójkątnych elementów o sześciu węzłach. Program umożliwia analizę procesów niestacjonarnych, nieizotermicz-nych, przy założeniu stałej objętości odkształcanego materiału, z uwzględnieniem mieszanych warunków granicznych (naprężeniowo-odkształceniowych) i możliwością odrywania odkształcanego materiału od narzędzia. Wbudowane są w nim procedury samogeneracji siatki elementów skończonych w każdym kroku obliczeniowym z uwzględnieniem jej zagęszczenia oraz korekt wynikających z kształtu narzędzi i prognozowanego płynięcia metalu. Jest przeznaczony głównie do przeróbki plastycznej na gorąco, a więc do dużych odkształceń plastycznych. Obliczenia plastycznego odkształcenia tym programem wykonuje się w oparciu o teorię plastycznego płynięcia.

Geometria narzędzi i wsadu może być zadana przy pomocy wbudowanego graficznego edytora lub importera z systemu CAD. Technologiczne własności materiału zadaje się krzywymi oporu odkształcenia plastycznego w zależności od stopnia, prędkości i temperatury odkształcenia, a także własnościami technologicznymi. Maszyny stosowane w obliczeniach charakteryzuje się parametrami technologicznymi, jak np. liczbą obrotów wykorbienia na minutę, wysokością roboczego ruchu i nominalną siłą, zaś smary - współczynnikiem tarcia i przewodnictwa cieplnego. Program FORM-2D jest przystosowany do projektowania technologicznych procesów kucia w płaskim i osiowosymetrycznym stanie odkształcenia. Umożliwia analizę kucia matrycowego na gorąco w otwartych i zamkniętych matrycach, wyciskania, ciągnienia, chłodzenia wsadu przy transporcie i w narzędziu, oraz dodatkowych technologicznych operacji (kantowanie, wycinanie, kucie wielowykrojowe).

Program umożliwia obliczanie procesów kucia dla następujących typów maszyn kuźniczych: pras hydraulicznych, pras mechanicznych, Obliczenia zawierają pełny obraz odkształcania metalu, a więc: temperaturę, pola prędkości, pola naprężeń, pola odkształceń, pola prędkości odkształcenia, energetyczne parametry procesu, rozkład naprężeń stycznych na powierzchni narzędzia, przewidywane obszary powstawania defektów (niewypełnienia wykrojów, zakuć, podłamów, przerwań włókien). Umożliwia to technologowi: opracowanie rysunku odkuwki, podział na kolejne operacje, konstrukcje wykrojów, obliczenie objętości odkuwki, dobór kształtu wsadu.

Dobór warunków brzegowych (parametrów termomechanicznych) danego procesu kucia umożliwia pakiet bazy danych dołączony do programu. W bazie danych jest zawarta informacja w zakresie: oporu odkształcenia plastycznego metali i stopów dla różnych temperatur, odkształ-


ceń, prędkości odkształcenia, własności cieplnych materiału odkształcanego, tj: pojemności i przewodności cieplnej. Dla smarów i oprzyrządowania współczynnik oddawania ciepła oraz współczynnik tarcia.

Komercyjny francuski program do symulacji termomechanicznej procesów plastycznej przeróbki metali FORGE2, FORGE3 i epfep3, umożliwiające m.in. symulację termomechaniczną procesów plastycznej przeróbki metali oraz optymalizację kształtu narzędzia.

Stanowisko do symulacji komputerowej procesów kucia w oparciu o program CAPS-FINEL (wersja 4.62): komputer IBM PC z oprogramowaniem, zakupiony ze środków Fundacji Polsko-Niemieckiej.

Służy do symulacji metodą elementów skończonych procesów kucia swobodnego i matrycowego w płaskim i osiowo-symetrycznym stanie odkształcenia. Program opracowano dla ciała sztywno-plastycznego. Umożliwia on analizę schematu płynięcia metalu i wyznaczenie rozkładów prędkości, prędkości odkształcenia, odkształceń i naprężeń oraz w dalszej kolejności rozkładu nacisku na powierzchni styku metalu z narzędziem, a także parametrów siłowych i energetycznych procesu. Symulacja procesów odkształcania może być przeprowadzana dla warunków: - izotermicznych, - z zadanym polem temperatur, - termomechanicznych. Symulacja przy użyciu programu CAPS-FINEL dotyczy: - globalnej analizy procesu (siły, mocy, pracy, nacisków jednostkowych, temperatury); - lokalnej analizy (stanu naprężenia, stanu odkształcenia, prędkości odkształcenia).

Program CAPS-FINEL jest dostępny w naszym zakładzie w ramach projektu pod nazwą „Modernizacja Laboratorium Kuźnictwa w Zakładzie Plastycznej Przeróbki Metali w kierunku symulacji komputerowej". Projekt ten ma na celu przygotowanie systemu kształcenia specjalistów z zakresu kuźnictwa posiadających jednocześnie umiejętność korzystania z nowoczesnej techniki komputerowej. Został on przygotowany w ramach współpracy z Instytutem Przeróbki Plastycznej w Aachen (Institut ftir Bildsame Formgebung der RWTH - Aachen).

16.2.3. Pakiet programów do komputerowego wspomagania projektowania narzędzi do przeróbki plastycznej

Na Wydziale Metalurgii i Inżynierii Materiałowej istnieje możliwość zapoznania się z grafiką komputerową 2D i 3D oraz zasadami projektowania w dwóch dostępnych laboratoriach komputerowych (23 stanowiska) przy wykorzystaniu systemów komputerowego wspomagania projektowania i wytwarzania (CAD-CAM-CAE).

AutoCAD R14, system MDT 2.0 oraz Genius 14/Desktop jest to pakiet programów do komputerowego wspomagania projektowania narzędzi do przeróbki plastycznej z wykorzystaniem podstawowych założeń CAD-CAM - wg 25 licencji. Oprogramowanie zainstalowane jest w laboratorium komputerowym nr 2 w B-5 z pełnym dostępem dla studentów.

Ideą zastosowania zintegrowanych systemów^ CAD/CAM w technice był fakt, iż bez użycia komputera nie jest możliwe wprowadzenie na tynek nowych produktów w tempie, które


sprosta wymogom konkurencyjności. Dlatego proponowane są takie rozwiązania dla konstruktorów, które pozwalają im efektywnie, szybko i tanio zaprojektować i wykonać dowolny wyrób czy narzędzie technologiczne (rozdz. 12.2.4).

Najnowsze systemy C AD/C AM stosowane są obecnie przy projektowaniu i wytwarzaniu różnych, nawet bardzo skomplikowanych części i podzespołów mechanicznych, a także narzędzi technologicznych jak np.: formy wtryskowe, odlewnicze, matryce kuźnicze, tłoczniki, wy-krojniki i inne.

Program nauczania pozwala w cyklu dwusemestralnym poznać ww. systemy w zakresie następujących zagadnień: - Użytkownicy systemów CAD-CAM-CAE i ich prognozy rozwojowe. - Zasady i kryteria projektowania przy wykorzystaniu systemów CAD-CAM-CAE - („ra-

pid prototyping - rapid tooling"), ocena wizualna, funkcjonalna i rynkowa produktu, poprzez wytworzenie jego prototypu.

- Zastosowanie oprogramowania graficznego CAD: AutoCAD, systemów MDT i Genius Desktop oraz oprogramowania wspomagającego wytwarzanie CAM-hyperMILL, do tworzenia grafiki i modeli dwu- i trójwymiarowych (2D, 3D). Prezentacja programów: zasady tworzenia szablonów, rysunek prototypowy, tryby lokalizacji obiektów i ich edycja, tworzenie i obsługa warstw, style wymiarowania, tekstu i dołączanie opisów, zasady tworzenia i obsługa bloków, atrybutów, odnośników zewnętrznych i archiwizacja zbiorów, budowa widoków, slajdów, obsługa rzutni, ustawienie środowiska graficznego (obszar papieru -obszar modelu) oraz parametrów wydruku, wykorzystanie zewnętrznych baz danych, narzędzia pracy w Internecie, procedury lokalizacji i grafiki precyzyjnej, identyfikacja obiektów, filtry współrzędnych, zastosowanie wspomagających poleceń obliczeniowych Auto-CAD-a, podstawowe zasady modelowania w przestrzeni trójwymiarowej (3D), lokalne (LUW) i globalne (GUW) układy współrzędnych, zastosowanie operacji boole'owskich, modelowanie przestrzenne (3D) bryłowe i powierzchniowe, wprowadzenie do systemu MDT, metody adaptacji AutoCAD-a do indywidualnych wymagań użytkownika, zasady i metody prezentacji, optymalizacja procedur graficznych.

- Zasady działania i zastosowanie nakładek programowych CAE dla pakietu AutoCAD oraz integracja programowa z pakietem Genius Desktop - podstawowe obliczenia konstrukcyjne z wykorzystaniem MES.

- Generowane obiekty 3D z rozszerzeniem ...stl mogą być wykorzystywane jako modele narzędzi lub modele odkształcanych materiałów w procesie symulacji odkształceń i naprężeń przy pomocy odpowiednich programów MES, np. FORGE 2D i 3D. W ramach zajęć laboratoryjnych realizowane są ćwiczenia graficzne (2D i 3D) obejmują

ce projekty wytypowanego narzędzia do realizacji procesu przeróbki plastycznej metali (np. matryca do wyciskania lub ciągadło kształtowe). Wykorzystuje się w tym celu systemy AutoCAD, MDT 2.0 lub Genius Desktop. Przewiduje się również budowę złożonego obiektu przestrzennego (3D), np. elementu maszyny lub urządzenia, z wygenerowaniem niezbędnej ilości rzutów i naniesieniem wymiarów oraz określeniem parametrów fizycznych zbudowanej bryły, przy zastosowaniu odpowiednich procedur dla obszaru modelu i wydruku. Wymagane jest wykorzystanie operacji boole'owskich AutoCAD-a.

17. Nowoczesna baza do symulacji fizycznej procesów wytwarzania i przetwarzania metali i stopów 355

17. NOWOCZESNA BAZA DO SYMULACJI FIZYCZNEJ PROCESÓW WYTWARZANIA I PRZETWARZANIA METALI I STOPÓW

17.1. Wprowadzenie w metodę symulacji fizycznej

Metoda symulacji fizycznej stosowana jest z dużym powodzeniem w materiałoznawstwie i przeróbce plastycznej, zarówno w badaniach podstawowych, jak i coraz częściej w badaniach aplikacyjnych, których celem jest przeniesienie wyników badań laboratoryjnych na obiekt przemysłowy. Najważniejszym bodźcem, który spowodował intensywny rozwój symulatorów procesów metalurgicznych był wzrost zapotrzebowania na badania, w których niewielkie próbki poddawane byłyby ściśle kontrolowanym zmianom temperatury z równoczesnym odkształceniem w warunkach zbliżonych do występujących w przemysłowych procesach obróbki ciepl-no-plastycznej wraz z dokładną rejestracją reakcji materiału na zastosowane obciążenia cieplno-mechaniczne. Duże znaczenie w rozwoju metody symulacji fizycznej ma również stale rosnący zakres możliwości badawczych symulatorów. Wyraża się to m.in. ustawicznym dążeniem konstruktorów tych urządzeń do rozszerzania przedziału zmienności parametrów odkształcenia ora2 postępem w zakresie zróżnicowania stanów odkształcenia i naprężenia oddziaływujących na próbkę. Na przykład niektóre typy symulatorów realizują odkształcenie plastyczne próbki i prędkościami odkształcenia w przedziale od 10~4 do 103 s"1. Przybliża to warunki, w których prowadzone są badania symulacyjne do warunków przemysłowych lub eksploatacyjnych, dając możliwość przeprowadzenia symulacji procesów takich, jak np.: pełzanie, walcowanie blach i wyrobów kształtowych, a także operacji kucia.

W rozdziale tym przedstawiono możliwości badawcze systemu Gleeble 3800, zakupionego przez Instytut Metalurgii Żelaza w Gliwicach, obejmujących symulację fizyczną procesów: - ciągłego odlewania stali, - obróbki cieplno-plastycznej.

System Gleeble Wyróżniającą cechą tego systemu jest duże zróżnicowanie możliwości badawczych, któn

obejmują zarówno symulację procesów wytwarzania, jak i przetwarzania materiałów technicz nych na wyrób finalny oraz zachowania się materiałów w warunkach eksploatacyjnych. ^ zakresie możliwości badawczych systemu Gleeble 3800, które pominięto w niniejszym opra cowaniu można jeszcze wskazać symulację spajania materiałów technicznych, badania wpływt obciążeń cieplno-mechanicznych na degradację mikrostruktury i własności stali, badania przy spieszonego pełzania, a także symulację wyżarzania ciągłego blach na karoserie samochodowe.

Badania symulacyjne dwu procesów Badania zainspirowały podjęcie tematyki, dotyczącej ciągłego odlewania i obróbki ciepl

no-plastycznej stali, co znajduje uzasadnienie we współczesnych kierunkach badawczych zmierzających do połączenia tych procesów w całość, czego przykładem może być zintegrowa


ny proces walcowania blach (ZOWB). Rozwiązanie najważniejszych problemów technologicznych, związanych z nowo opracowywanymi technologiami, wiąże się z koniecznością określenia przebiegu zmian strukturalnych i przemian fazowych zachodzących podczas odlewania i przeróbki plastycznej stali, a także z koniecznością określenia wpływu składu chemicznego oraz temperatury i prędkości odkształcenia na własności mechaniczne materiału.

Metoda symulacji fizycznej Metoda ta pozwala bardzo dokładnie określić charakterystyki materiałowe, których zna

jomość jest niezbędna do rozwoju nowych technologii, a przede wszystkim, pozwala określić związki między stanem struktury i własnościami mechanicznymi materiału, a warunkami odkształcenia plastycznego.

17.2. Ogólna charakterystyka badań symulacyjnych prowadzonych z zastosowaniem systemu Gleeble 3800

Za pomocą nowoczesnych symulatorów procesów metalurgicznych możliwe jest obecnie przeprowadzenie doświadczeń, które bardzo dokładnie odwzorowują przebieg procesu przemysłowego. Część symulatorów stosowanych do tego celu w świecie, to unikalne urządzenia zaprojektowane i wykonane przez zespoły badawcze związane z uczelniami oraz z zakładami przemysłowymi. Duża grupa symulatorów przeróbki plastycznej została zbudowana na bazie jednostki zadającej odkształcenie o handlowej nazwie MTS.

Jedynym symulatorem, wytwarzanym w świecie w celach handlowych jest system Gleeble produkowany przez firmę Dynamics System Inc., Troy, USA. W okresie 20 lat firma ta opracowała serię symulatorów, którymi były modele 1500, 2000, 3200, 3500 i 3800. Jednostki zadające odkształcenie w symulatorze Gleeble są urządzeniami typu serwohydraulicznego. Wyróżniającą cechą symulatora jest oporowy system grzania próbki. System ten umożliwia uzyskanie bardzo jednorodnego rozkładu temperatury w objętości próbki, zaś maksymalna prędkość nagrzewania próbki (o średnicy § 10 mm) może dochodzić do 10 000°C/s. Zakupiona przez Instytut Metalurgii Żelaza wersja 3800 symulatora pozwala odkształcić próbkę przez ściskanie lub przez rozciąganie, przy czym możliwe jest również połączenie, na przemian, obu tych typów odkształcenia.

Symulator Gleeble 3800, przedstawiony na rysunku 17.1, składa się z następujących zespołów: - stacji roboczej, za pomocą której zaprogramowany zostaje przebieg doświadczenia z wy

korzystaniem firmowego oprogramowania oraz gromadzone są wyniki pomiarów; - jednostki sterującej, która składa się z elektronicznych modułów sterujących oraz z proce

sora kontrolującego przebieg doświadczenia; - podstawowej jednostki zadającej odkształcenie; - uniwersalnej jednostki zamiennej (MCU); - jednostki o nazwie Hydrawedge.


Rys. 17.1. Ogólny wygląd symulatora Gleeble 3800 (zdjęcie pochodzi z materiałów reklamowych -reprodukcja za zgodą firmy DSI Inc.)

Hydrawedge jest specjalistyczną jednostką, za pomocą której przeprowadzana jest symulacja procesów przeróbki plastycznej. Konstrukcja tej jednostki zapewnia prowadzenie doświadczeń, w których utrzymywane są stałe prędkości odkształcenia w trakcie całego odkształcenia, bez konieczności spowolnienia narzędzia w celu uzyskania wymaganej wartości odkształcenia. Z kolei funkcjami badawczymi uniwersalnej jednostki zamiennej są symulacje operacji spajania, ciągłego odlewania stali, badania plastyczności stali w podwyższonych temperaturach, badania przemian fazowych, a także badania wpływu obciążeń cieplno-mechanicznych na zmiany mikrostruktury i własności mechanicznych stali. Obie jednostki są przyłączane zamiennie do podstawowej jednostki zadającej odkształcenie. Ponadto w każdej jednostce badawczej zainstalować można różne układy doświadczalne pozwalające zrealizować różne typy badań symulacyjnych.

Przebieg doświadczeń, realizowanych za pomocą systemu Gleeble, kontrolowany jest w systemie zamkniętej pętli, co pozwala na bardzo dokładne zrealizowanie zaprogramowanych zmian temperatury i obciążeń mechanicznych. Można wyróżnić dwa typy doświadczeń, a mianowicie: symulację fizyczną procesów przemysłowych i badania mające na celu określenie charakterystyk materiałowych. Przebieg doświadczenia podczas symulacji fizycznej musi bardzo dokładnie odzwierciedlać zmiany stanów naprężenia i odkształcenia oraz temperatury, przy uwzględnieniu niejednorodności rozkładu temperatury i zmieniających się warunków tarcia, jakie występują w materiale w procesach przemysłowych. Z kolei badania mające na celu określenie charakterystyk materiałowych, takich jak na przykład funkcji naprężenia uplastyczniającego, wymagają przeprowadzenia doświadczeń z zachowaniem jednorodnego rozkładu temperatury w próbce, przy zminimalizowanym tarciu na styku narzędzia z próbką. Za pomocą symulatora Gleeble skomplikowane warunki doświadczenia realizowane są za pomocą różnego typu zespołów badawczych i układów pomiarowych.


17.3. Symulacja ciągłego odlewania stali

17.3.1. Charakterystyka plastyczności stali

Bardzo ważną dziedziną badań symulacyjnych jest sporządzanie charakterystyk plastyczności, na podstawie których określana jest podatność stali do pękania w procesie ciągłego odlewania. Proces ciągłego odlewania przedstawiono schematycznie na rysunku 17.2. Obszar przypowierzchniowy wlewka podlega bardzo złożonym obciążeniom cieplno-mechanicznym wynikającym z intensywnego chłodzenia wodnego w strefie chłodzenia wtórnego, cyklicznego oddziaływania rolek prowadzących oraz odkształceniom plastycznym podczas operacji prostowania [27]. Z drugiej strony, w miarę obniżania się temperatury, postępuje segregacja pierwiastków oraz zachodzą przemiany fazowe i procesy wydzieleniowe w stali, które silnie wpływają na własności mechaniczne tego tworzywa. Jeśli stal nie wykazuje odpowiedniej plastyczności w wysokich temperaturach, to istnieje bardzo duże prawdopodobieństwo zapoczątkowania procesu pękania na powierzchniach i krawędziach wlewka w kolejnych etapach procesu odlewania, a w szczególności podczas prostowania, gdy powierzchnia i krawędzie są znacznie wychłodzone. Pęknięcia, które powstają podczas odlewania mogą nie zostać zgrzane w procesie walcowania, co powoduje istotne obniżenie jakości wyrobu końcowego, a niekiedy nawet może dać podstawę do jego wybrakowania. Znajomość własności mechanicznych stali w wysokich temperaturach, a w szczególności przedziałów obniżonej plastyczności, pozwala efektywnie sterować procesem odlewania stali tak, aby przeciwdziałać powstawaniu pęknięć.

17.3.2. Określenie podatności stali na pękanie

Za pomocą systemu Gleeble możliwe jest określenie podatności stali na pękanie w procesie ciągłego odlewania. Cel ten można zrealizować przeprowadzając jeden z trzech typów doświadczeń przedstawionych schematycznie na rysunku 17.3, które kończą się rozciąganiem próbki do zerwania, przy stałej temperaturze, z zachowaniem stałej prędkości narzędzia lub stałej prędkości odkształcenia. Schematy (rys. 17.3a i b) obejmują nagrzewanie obszaru środka

Pęknięcia czołowe Pęknięcia wewnętrze Pęknięcia czołowe

Rys. 17.2. Schemat krytycznych etapów procesu ciągłego odlewania (A-D), podczas których istnieje duże prawdopodobieństwo inicjowania pęknięć, które mogą rozwijać się podczas walcowania (E) w warunkach silnych naprężeń rozciągających


próbki do temperatury nieznacznie wyższej od temperatury likwidus, przy której następuje miejscowe przetopienie tego obszaru (rys. 17.4), schłodzenie z prędkością odpowiadającą prędkości chłodzenia powierzchni wlewka w strefie chłodzenia wtórnego i ewentualne nagrzewanie do temperatury rozciągania oraz rozciąganie do zerwania. Długość strefy przetopionej próbki powinna wynosić 10-H5 mm. Podczas chłodzenia roztopiony wcześniej obszar próbki podlega krzepnięciu. Zmiany temperatury próbki monitorowane są za pomocą termopary typu S zgrzanej do powierzchni próbki. Przed doświadczeniem spoina zostaje pokryta specjalnym cementem odpornym na działanie wysokich temperatur, co zabezpiecza przed odczepieniem się ter-mopar od powierzchni próbki. Obszar środkowy próbki, który zostaje przetopiony w trakcie doświadczenia zabezpieczony jest rurką kwarcową z wyciętym otworem wzdłużnym o szerokości 1,5 mm, który pozwala na odprowadzenie termopary zgrzanej do próbki. Ze względu na możliwość bardzo dokładnego kontrolowania przebiegu chłodzenia w trakcie krzepnięcia, stan materiału przed odkształceniem jest zbliżony do stanu stali w obszarze wlewka, w którym lokalna prędkość chłodzenia w procesie COS odpowiada prędkości chłodzenia próbki, z jaką zrealizowano podczas doświadczenia.

topienie topienie

CZAS

Rys. 17.3. Standardowe typy doświadczeń realizowanych za pomocą symulatora Gleeble w celu określenia podatności stali do pękania w procesie ciągłego odlewania

Trzeci typ doświadczeń (rys. 17.3c) realizowany jest bez przetopienia próbki i ma za zadanie określić plastyczność stali w stanie po odlaniu. W tym przypadku zalecane jest stosowanie bardzo szybkiego nagrzewania zapobiegającego ujednorodnie-niu się składu chemicznego próbki. Badania symulacyjne są bardzo użyteczne w optymalizacji procesu ciągłego odlewania, gdyż pozwalają bardzo szybko uzyskać dane, na podstawie których możliwe jest dokonanie R y s 1 7 4 P r 6 b k a z u t w 0rzoną strefą ciekłą pod-zmian warunków chłodzenia stali wykazu- Czas symulacji fizycznej procesu COS jących dużą podatność do pękania.


Typową krzywą zależności plastyczności stali, określonej poprzez zmierzoną wartość przewężenia, od temperatury w otoczeniu temperatury likwidus przedstawiono na rysunku 17.5. Do określenia podatności stali do pękania w procesie ciągłego odlewania wprowadzono następujące parametry: - temperaturę zerowej wytrzymałości (TZW), która jest temperaturą określoną podczas na

grzewana, przy której wytrzymałość stali spada do zera; - temperaturę nawrotu wytrzymałości (TNW), która jest temperaturą określoną podczas

chłodzenia po nagrzaniu do stanu ciekłego, przy której stal wykazuje minimalną wytrzymałość (> 0,4905 MPa);

- temperaturę zerowej plastyczności (TZP), która jest temperaturą wyznaczaną podczas nagrzewania, przy której stal traci zdolność do odkształcenia plastycznego;

- temperaturę nawrotu plastyczności (TNP), która jest temperaturą wyznaczaną podczas chłodzenia po nagrzaniu do temperatury powyżej TZP, przy której przewężenie uzyskuje wartość > 5%. Powyższe parametry mają ścisły

związek ze stanem stali, a ściślej z ułamkiem objętościowym fazy stałej i stopniem segregacji pierwiastków. W pracy [134] sugeruje się na przykład, że parametr TZW jest temperaturą w przedziale Ts^TL, przy której ułamek fazy stałej podczas nagrzewania jest równy około 0,75, zaś temperatura TZP jest temperaturą, przy której ułamek ten równa się 0,99. Na tej podstawie można wnosić, że stal traci plastyczność w momencie, gdy podczas nagrzewnia zaczynają pojawiać się w niej pierwsze obszary fazy ciekłej. Temperatura, przy której to następuje zależy od średniego składu chemicznego stali, a także od stopnia segregacji pierwiastków. Zgodnie z doświadczeniami producenta systemów Gleeble, DSI Inc., jeśli rozstęp między TNW a TNP jest mniejszy od 20°C, to stal jest odporna na proces pękania.

17.3.3. Symulacja fizyczna procesu COS

Symulację fizyczną procesu ciągłego odlewania poprzedza doświadczenie mające na celu określenie temperatury zerowej wytrzymałości stali TZW. Doświadczenie przeprowadza się za pomocą specjalnego układu pomiarowego, który przedstawiono na rysunku 17.6.

CD ' c CD •N r CD fc!

CL

— P o d c z a s nagrzewania - - P o d c z a s ch łodzen ia

Temperatura Rys. 17.5. Definicja parametrów, charakteryzujących

podatność stali do pękania w procesie ciągłego odlewania. Oznaczenia na rysunku: T s - temperatura solidus; TL - temperatura likwidus; nie zaznaczono temperatury TNW, która leży nieco poniżej temperatury TZW


W;aian vnl» fcmpsratir; HBT, cfal 1SGGA, prtbha 2AK

CZAS, 5

Rys. 17.6. Widok na układ pomiarowy do wyzna- Rys. 17.7. Przykład określenia temperatury TZW czania temperatury zerowej wytrzyma- dla stali 18G2A łości stali

a)

Rys. 17.8. Przełom kruchy (a) i mikrostruktura (b) próbki ze stali 18G2A, która pękła po nagrzaniu do temperatury TZW w układzie pomiarowym, przedstawionym na rysunku 17.6

Próbka o długości 90 mm i średnicy 6 mm, na którą działa niewielka siła rozciągająca (około 80 N), nagrzewana jest do temperatury likwidus. Przy czym przebieg doświadczenia programuje się w ten sposób, aby prędkość nagrzewania do temperatury TL - 100°C mieściła się w przedziale 20-^50°C/s, a następnie podczas dalszego nagrzewania wynosiła l°C/s. Podczas spowolnionego nagrzewania następuje pęknięcie próbki po osiągnięciu temperatury TZW, zaś moment ten jest łatwy do zidentyfikowania na krzywej zmian temperatury w funkcji czasu (rys. 17.7). Bowiem w systemie Gleeble próbka nagrzewana jest oporowo i w tym momencie następuje przerwanie obwodu elektrycznego. Wygląd próbki po zerwaniu przedstawia fotografia na rysunku 17.8. Jest to typowy przełom kruchy, gdyż próbka nie wykazuje własności plastycznych w otoczeniu temperatury TZW.


Kolejnym etapem badań jest wyznaczenie temperatury zerowej plastyczności TZP. Badania przeprowadza się za pomocą standardowego układu pomiarowego, który przedstawiono na rysunku 17.9. Przebieg doświadczenia obejmuje: - zamocowanie w układzie pomiarowym próbki o średnicy 6 mm i długości 120 mm; - przeprowadzenie nagrzewania próbki według następujących zasad: do temperatury TL -

200°C z prędkością mieszczącą się w przedziale 20-r50°C/s, a następnie z prędkością l°C/s do temperatury odkształcenia;

- wytrzymanie próbki przez krótki okres czasu (np. 5s) w celu ustabilizowania temperatury i odkształcenie do zerwania (rys. 17.10);

- pomiar przewężenia, gdyż wartość temperatury, przy której próbka nie wykazuje przewężenia, stanowi temperaturę TZP.

Rys. 17.9. Wygląd standardowego układu do symulacji procesu ciągłego odlewania i badań plastyczności stali

Rys. 17.10. Przełomy próbek odkształcanych przy temperaturach: 1375 °C (a) i 1410°C (b)

Wstępne pomiary, poprzedzające symulację fizyczną procesu ciągłego odlewania, kończy doświadczenie, w trakcie którego określona zostaje temperatura TNP. Procedura pomiarowa obejmuje: - zamocowanie próbki o średnicy 6 mm i długości 116.5 mm w układzie pomiarowym; - zaprogramowanie i przeprowadzenie nagrzewania próbki do temperatury TZW; prędkość

nagrzewania powinna być zmniejszona w otoczeniu temperatury TZW tak, aby nie nastąpiło zjawisko „przebicia"; w przypadku wystąpienia trudności doświadczalnych, temperaturę do której nagrzewa się próbkę można obniżyć o około 20°C;


- chłodzenie próbki z prędkością porównywalną do występującej w rzeczywistym procesie do temperatury rozciągania;

- rozciąganie próbki do zerwania; kolejne próby należy wykonać obniżając temperaturę, przy której próbka jest rozciągana; parametr TNP definiuje się jako temperaturę, przy której przewężenie wynosi 5%. W niektórych przypadkach, do przeprowadzenia symulacji ciągłego odlewania konieczne

jest wyznaczenie parametru TNW. Procedura doświadczalna mająca na celu określenie tego parametru obejmuje: - roztopienie próbki; - chłodzenie do zadanych temperatur, zaczynając od temperatury wyższej o 20- 50°C od

temperatury TZW i odkształcenie; - określenie zależności maksymalnej siły od temperatury odkształcenia; przyjmuje się, że

TNW jest temperaturą, przy której maksymalne naprężenie osiąga minimum 0,49 MPa. Kompletny zakres symulacji ciągłego odlewania za pomocą systemu Gleeble 3800 obej

muje: - przybliżone określenie temperatury likwidus TL (metodą obliczeniową lub doświadczal

nie); - wyznaczenie temperatury TZW; - doświadczalne wyznaczenie temperatury topienia próbki; - wyznaczenie temperatury TZP; - wyznaczenie temperatury TNW; - utworzenie pliku zawierającego program doświadczenia (za pomocą oprogramowania

firmowego ,,QuickSim") obejmującego następujące etapy: a) nagrzewanie do temperatury T* (mierzonej przy powierzchni) mieszczącej się w prze

dziale Ts-5-TL, b) wytrzymanie po roztopieniu środkowej strefy próbki (optymalna długość strefy prze

topionej wynosi 10- 15 mm) przez okres czasu 30- 60 s (rys. 17.4), c) chłodzenie połączone ze ściskaniem (kompensacja skurczu próbki) do:

• temperatury TZW, jeśli rozstęp między tą temperaturą a temperaturą TNW jest mniejszy od około 50°C, lub

• temperatury TNW jeśli rozstęp ten jest większy od 50°C; ściskanie próbki powinno doprowadzić do wypełnienia rurki kwarcowej,

d) kontynuacja chłodzenia do temperatury rozciągania lub do temperatury pokojowej, e) rozciąganie próbki do zerwania, jeśli odkształcenie zostało włączone do doświadcze

nia; - pomiar przewężenia.

Symulacja ciągłego odlewania wraz ze zrywaniem próbki prowadzi do określenia krzywej zależności plastyczności od temperatury odkształcenia. Przykład takiej krzywej, wyznaczonej dla stali 18G2A w badaniach przeprowadzonych w Laboratorium Symulacji Procesów Metalurgicznych IMŻ, przedstawiono na rysunku 17.11, na podstawie którego można wyróżnić przedziały temperaturowe o bardzo niskiej plastyczności badanej stali:


1) w otoczeniu temperatury TL - spowodowany obecnością w stali obszarów ciekłych, które nie zakrzepły wskutek segregacji do nich pierwiastków tworzących fazy niskotopliwe;

2) w przedziale od 1200°C do około 1100°C - spowodowany wydzielaniem się po granicach ziarn austenitu tlenków i siarczków; stopień spadku plastyczności w tym przedziale zależy od prędkości odkształcenia; zmniejszenie prędkości odkształcenia lub wyżarzanie izoter-miczne powoduje wzrost własności plastycznych; wzrost kruchości w tym przedziale związany jest również z obecnością fosforu i innych szkodliwych domieszek w stali;

3) w przedziale od 900°C do około 600°C - spowodowany wydzielaniem cienkich warstewek ferrytu po granicach ziaren austenitu podczas przemiany fazowej; istotne znaczenie dla plastyczności stali w tym zakresie mają również procesy wydzieleniowe cząstek węglikoazot-ków.

Znajomość zależności plastyczności stali od temperatury, którą przedstawiono na rysunku 17.11, daje podstawę do opracowania optymalnego schematu chłodzenia wlewka w procesie ciągłego odlewania, mającego na celu przeciwdziałanie powstawaniu pęknięć. Dla badanej stali 18G2A pęknięcia na pewno powstaną w przypadku, gdy temperatura powierzchni i krawędzi podczas prostowania wlewka wynosić będzie 1250+1080°C. Bowiem w przedziale tym przewężenie spada do wartości poni

żej 60%, co stanowi kryterium inicjowania pęknięć w procesie COS [122]. Chcąc uniknąć powstawania pęknięć, intensywność chłodzenia wodą w strefie chłodzenia wtórnego powinna być tak dobrana, aby operacja prostowania nie była prowadzona przy temperaturze powierzchni i/lub krawędzi wlewka w przedziale obniżonej plastyczności stali.

Jak już wspomniano, wskaźniki charakteryzujące plastyczność stali zależą nie tylko od temperatury, ale również od prędkości chłodzenia stali podczas krzepnięcia oraz od prędkości odkształcenia. Pełna charakterystyka własności mechanicznych stali w zależności od temperatury, prędkości odkształcenia i prędkości chłodzenia ujęta w formie wykresów nosi nazwę „mapy procesu". Na podstawie mapy procesu opracować można optymalną technologię procesu ciągłego odlewania stali. Przykład takich badań można znaleźć w literaturze [54, 122].

Stal 18G2A-próbki z wlewka COS

600 700 800 900 1000 1100 1200 1300 1400 1500 Temperatura odkształcenia,°C

Rys. 17.11. Zmiany plastyczności stali 18G2A w funkcji temperatury odkształcenia, określone na próbkach chłodzonych ze stanu ciekłego do temperatury odkształcenia z prędkością 20°C/s


17.4. Badania własności mechanicznych stopów w odniesieniu do procesów obróbki cieplno-plastycznej

17.4.1. Próba osiowosymetrycznego ściskania

Za pomocą symulatora Gleeble 3800 można określić własności mechaniczne i podatność stali do pękania w wysokich temperaturach stosując następujące metody: - próbę ściskania osiowosymetrycznego próbki cylindrycznej; - test SICO; - próbę rozciągania próbki o przekroju kołowym; - próbę spęczania próbki w kształcie prostopadłościanu w warunkach zbliżonych do płaskie

go stanu odkształcenia. Próbę ściskania osiowosymetrycznego wykonuje się za pomocą specjalnego zespołu po

miarowego, który instalowany jest w jednostce Hydrawedge, przedstawionego w dużym uproszczeniu na rysunku 17.12. Podstawowym elementem zespołu jest uchwyt na kowadła oraz podkładki i kowadła z węglika spiekanego. Ze względu na oporowy system nagrzewania próbki, każdy z elementów zespołu pomiarowego wnosi pewien wkład do całkowitej oporności. Rozkład oporności w zespole pomiarowym ma zasadniczy wpływ na stopień jednorodności temperatury próbki. Duże znaczenie w doborze właściwego rozkładu oporności spełniają podkładki miedziane i grafitowe wprowadzane między poszczególne elementy zespołu. Stosując standardowe próbki o wymiarach (j) 10x15 mm oraz doprowadzając do właściwego rozkładu oporności w zespole pomiarowym w stosunku do materiału badań, można zredukować gradient temperatury na długości próbki do wartości poniżej 3°C. Drugim czynnikiem wpływającym istotnie na jakość próby ściskania są warunki tarcia na powierzchni styku podstawy próbki z kowadłem. Duże tarcie jest przyczyną niejednorodnego płynięcia plastycznego, co prowadzi do wystąpienia beczkowatości próbki. W celu zminimalizowania tarcia, próbę ściskania osiowo-

Rys. 17.12. Schematyczny wygląd układu stosowanego do r y s u n k u 17.13. W trakcie odkształ-odkształcenia próbek cylindrycznych w jedno- cenią zastosować można stałą pręd-

symetrycznego za pomocą zespołu, opisanego na rysunku 17.12, przeprowadza się wprowadzając folię grafitową między powierzchnie podstaw próbki a przylegające powierzchnie kowadła (próbka jest lekko dociśnięta kowadłami) oraz smarując te powierzchnie specjalną substancją na bazie niklu.

Standardowy przebieg próby ściskania osiowosymetrycznego przedstawiono schematycznie na

stce Hydrawedge symulatora Gleeble 3800 kość odkształcenia lub prędkość


narzędzia (stempla). Inne podejście - które coraz częściej stosowane jest w badaniach symulacyjnych - polega na przeprowadzeniu doświadczeń, podczas których prędkość odkształcenia lub prędkość narzędzia podlegają skokowym zmianom. Można również zaprogramować odkształcenia, w trakcie których parametry odkształcenia zmieniają się zgodnie z wprowadzonymi zależnościami funkcyjnymi. Tego typu doświadczenia stosowane są obecnie przy opracowywaniu zaawansowanych modeli zmian mikrostrukturalnych w procesach obróbki cieplno-plastycznej opierających się na metodzie zmiennych wewnętrznych [55].

Rozwiązania techniczne zastosowane w jednostce Hydrawedge dają możliwość bardzo dokładnego zrealizowania zaprogramowanego doświadczenia. W szczególności kowadło zada

jące odkształcenie uzyskuje założoną prędkość odkształcenia w bardzo krótkim okresie czasu i utrzymuje tę prędkość aż do zakończenia odkształcenia, realizując przy tym dokładnie zadaną wartość odkształcenia. Równoczesna kontrola wartości odkształcenia i prędkości odkształcenia możliwa jest poprzez zastosowanie dwu odrębnych systemów serwo-hydraulicz-nych działających na próbkę z obu stron.

Podczas realizacji doświadczenia rejestrowane są zmiany temperatury próbki (sygnał pochodzi z termopary zgrzanej do powierzchni bocznej próbki), wartość siły działającej na próbkę oraz przemieszczenie narzędzia. Wartość siły i przemieszczania narzędzia dają podstawę do obliczenia chwilowego naprężenia uplastyczniającego i odkształcenia. Maksymalna temperatura wygrzewania próbki przed odkształceniem plastycznym może wyno

sić 1400°C, zaś maksymalna prędkość odkształcenia osiąga wielkość 300 s"1. Nacisk (wywierany ciśnieniem), działający na powierzchnię podstawy próbki w próbie

ściskania osiowosymetrycznego oblicza się za pomocą wzoru [55]

Czas

Rys. 17.13. Przebieg próby ściskania osiowosymetrycznego, która realizowana jest za pomocą układu przedstawionego na rysunku 17.12, obejmującej: 1 - nagrzewanie, 2 - wytrzymanie przed odkształceniem, 3 - odkształcenie, 4 - wytrzymanie po odkształceniu, 5 - chłodzenie do temperatury otoczenia

( 1 +

md 3V3h (17.1)

gdzie: g p - naprężenie uplastyczniające, m - czynnik tarcia, d - chwilowa średnica próbki, h - chwilowa wysokość próbki. Ciśnienie działające na próbkę można oszacować z następującej zależności


F (17.2)

gdzie S jest średnią powierzchnią próbki liczoną jako stosunek objętości do chwilowej wysokości próbki.

Odkształcenie zastępcze w próbie ściskania osiowosymetrycznego liczone jest za pomocą następującego wzoru

gdzie: h 0 jest początkową, h jest końcową wysokością próbki. Przy dużych prędkościach odkształcenia, powyżej około 5 s'1, bardzo trudno jest utrzymać

stałą temperaturę próbki. Przyrost temperatury, związany z wydzielaniem się ciepła generowanego podczas odkształcenia plastycznego, może być obliczony za pomocą następującej zależności [55]

gdzie: Cp - ciepło właściwe, p - gęstość materiału.

Zależność (17.4) daje podstawę do przeprowadzenia korekty wartości naprężenia uplastyczniającego ze względu na wzrost temperatury próbki. Korektę tę przeprowadza się wyznaczając zależność ln(ae) « l/T, gdzie a e jest naprężeniem uplastyczniającym dla ustalonej wartości odkształcenia, zaś T jest rzeczywistą, skorygowaną za pomocą równania 17.4, temperaturą próbki dla odkształcenia s. Następnie za pomocą opracowanej zależności przeprowadza się ekstrapolację naprężenia uplastyczniającego do nominalnej temperatury testu.

Podstawowym celem próby osiowosymetrycznego ściskania jest wyznaczenie krzywych naprężenie - odkształcenie dla różnych temperatur i prędkości odkształcenia, a także przy różnym stanie wyjściowej struktury stali. Krzywe te można następnie opisać w sposób matematyczny i w tej postaci noszą one nazwę funkcji naprężenia uplastyczniającego.

Kształt krzywej naprężenie - odkształcenie zależy od proporcji między stopniem zaawansowania zmian mikrostrukturalnych zachodzących w odkształcanym materiale, które obejmują umocnienie, zdrowienie dynamiczne i rekrystalizację dynamiczną (rys. 17.14 i 17.15). Należy przy tym podkreślić, że postać krzywych naprężenie - odkształcenie na tych rysunkach odnosi się do odkształcenia przy ustalonej prędkości i temperaturze odkształcenia. W przypadku, gdy proces zdrowienia dynamicznego zachodzi bardzo intensywnie, osiągana zostaje równowaga między procesami umocnienia i zdrowienia już na początku odkształcenia, zaś krzywa naprężenie - odkształcenie przyjmuje postać, jak na rysunku 17.14, którą uzyskuje się dla materiałów charakteryzujących się dużą energią błędu ułożenia odkształcanych w niskich temperaturach z dużymi prędkościami odkształcenia oraz charakteryzujących się dużym wyjściowym ziarnem. Odkształcenie plastyczne prowadzi wtedy do stopniowego wzrostu gęstości dyslokacji, które w początkowym etapie odkształcenia tworzą stosunkowo jednorodną strukturę dyslokacyjną.

(17.3)

AT = (17.4) C Pp


ZIARNA PODLEGAJĄ WYDŁUŻENIU WZROST GĘSTOŚCI DYSLOKACJI! STAŁA GĘSTOŚĆ DYSLOKACJI TWORZĄ SIĘ PODZIAMA PODZIAMA:

• RÓWNOOSIOWE • STAŁA ŚREDNIA WIELKOŚĆ STAŁY ŚREDNI KĄT DEZORIENTACJI

GK

8 = CONST. T = CONST.

Odkształcenie logarytmiczne

Rys. 17.14. Kształt krzywej naprężenie - odkształcenie w przypadku, gdy w materiale ustala się równowaga między procesami umocnienia a procesami zdrowienia po przekroczeniu odkształcenia em

ZIARNA PODLEGAJĄ WYDŁUŻENIU WZROST GĘSTOŚCI DYSLOKACJI POCZĄTEK TWORZENIA SIĘ PODZIARN

ZANIK PIERWOTNYCH ZIARN REKRYSTALIZACJA DYNAMICZNA

W PRZYBLIŻENIU RÓWNOOSIOWE O STAŁEJ ŚREDNIEJ WIELKOŚCI I NIEJEDNORODNEJ ^ STRUKTURZE DYSLOKACYJNEJ _ • £r\ ' ' ' ~

£ = CONST. T = CONST.


Rys. 17.15. Kształt krzywej naprężenie - odkształcenie w przypadku, gdy w materiale zostaje zapoczątkowania rekrystalizacja dynamiczna po przekroczeniu odkształcenia krytycznego ec

Struktura ta po przekroczeniu progowego odkształcenia s m , którego wartość zależy od prędkości i temperatury odkształcenia, podlega przemianie do struktury komórkowej, charakteryzującej się stałą wielkością podziama. Wolny przebieg zdrowienia dynamicznego, związany z małą energią błędu ułożenia odkształcanego materiału, prowadzi w wysokich temperaturach, dla małej prędkości odkształcenia, a także przy małym wyjściowym ziarnie, do zapoczątkowania w materiale rekrystalizacji dynamicznej (rys. 17.15), po przekroczeniu tzw. odkształcenia krytycznego sc. Możliwość tworzenia się zarodków rekrystalizacji wiąże się z małą ruchliwością dyslokacji, co w efekcie ogranicza proces ich anihilacji. W wyniku tego następuje ciągły wzrost gęstości dyslokacji w granicach podziarn, a tym samym możliwa jest zmiana charakteru tych granic z wąskokątowych na granice szerokokątowe - charakteryzujące się dużą ruchliwością. Rekrystalizacja dynamiczna obejmuje swoim zasięgiem cały materiał po osiągnięciu odkształcenia s s, zaś z jej przebiegiem wiąże się występowanie piku na krzywej naprężenie - odkształcenie przy odkształceniu sp. Przy czym e c = aePł gdzie a jest parametrem mieszczącym się w przedziale 0,7^0,95.

Wpływ temperatury i prędkości odkształcenia na przebieg zmian zachodzących w mikrostrukturze odkształcanej próbki, a tym samym na zmiany naprężenia uplastyczniającego w funkcji odkształcenia, opisuje się zazwyczaj za pomocą jednego parametru, tzw. parametru Zener-Hollomona

Z = ¿ exp ÍQdef^ J x RT

gdzie: 8 - prędkość odkształcenia, Qdef - energia aktywacji procesu odkształcenia plastycznego,

(17.5)

17. Nowoczesna baza do symulacji fizycznej procesów wytwarzania i przetwarzania metali i stopów 3 69

R - stała gazowa, T - temperatura w skali absolutnej.

Wpływ parametru Zener-Hollomona oraz wielkości ziarna austenitu, D y , na postać krzywej naprężenie - odkształcenie w przypadku, gdy w materiale zachodzi rekrystalizacja dynamiczna przedstawiono na rysunku 17.16. Odkształcenie krytyczne do zapoczątkowania rekrystalizacji dynamicznej opisać można za pomocą następującego równania [28] £ c = A D y

p Z q (17.6) gdzie: A, p, q są parametrami, które zależą od składu chemicznego stali.

Mechanizm rekrystalizacji dynamicznej zależy od proporcji między początkową wielkością ziarna a wielkością uzyskiwaną w stanie ustalonym, po osiągnięciu odkształcenia s s która zależy jedynie od wartości parametru Zener-Hollomona. Mianowicie wielkość ziarna w stanie ustalonym maleje ze wzrostem parametru Z. Warunki odkształcenia plastycznego przy małej wartości parametru Z, wiążące się z małą prędkością i/lub bardzo wysoką temperaturą odkształcenia, spowodować mogą, że wielkość ziarna w stanie ustalonym jest znacznie większa od wyjściowej wielkości ziarna. W tym przypadku rekrystalizacja zachodzi w sposób cykliczny (rys. 17.16), zaś każdy cykl prowadzi do wzrostu wielkości ziarna, aż do osiągnięcia stałej wielkości dla stanu ustalonego.

Istotnym elementem badań własności mechanicznych materiałów w wysokich temperaturach jest opracowanie tzw. funkcji naprężenia uplastyczniającego. Funkcje te znajdują zastosowanie w obliczeniach sił i momentów sił walcowania, oraz w matematycznym modelowaniu procesów cieplno-mecha-niczno-strukturalnych, zachodzących w procesach obróbki cieplno-plastycznej [28]. Ogólnie stosowane obecnie postacie funkcji naprężenia uplastyczniającego [24], opisano w rozdziale 4.5.

Doświadczenia uzyskane w badaniach symulacyjnych procesów obróbki cieplno-plastycznej w Laboratorium Symulacji Procesów Metalurgicznych wskazują, że

bardzo dobre wyniki w ilościowym opisie zależności naprężenia uplastyczniającego od temperatury, odkształcenia i prędkości odkształcenia można uzyskać stosując uogólnioną zależność Voce'a zaproponowaną przez Beynona i Sellarsa [3]: - dla krzywej naprężenie - odkształcenie (rys. 17.13)

Odkształcenie logarytmiczne Rys. 17.16. Wpływ warunków odkształcenia w kolejnych

cyklach odkształcenia, zdefiniowanych za pomocą parametru Zener-Hollomona Z oraz wyjściowej wielkości ziarna austenitu DY na postać krzywej naprężenie - odkształcenie


° p = c r 0 + G s [ l - e x p ( - B s ) ] n

dla krzywej naprężenie - odkształcenie (rys. 17.14)

S = a o + a s [ 1 - e x P ( - B £ ) ] n l -exp 8 - 8 ,

(17.7)

(17.8)

150 -i

T d = 1100°C

i = 2 s - 1

gdzie: a 0 jest naprężeniem początkowym dla s = 0, zaś B, C, n, m są parametrami modelu. Przykład dopasowania równania

(wz.17.8) do wyznaczonej podczas ściskania zależności naprężenia uplastyczniającego od odkształcenia przedstawiono na rysunku 17.17.

Równania (17.7) i (17.8) ujmują zależności naprężenia od odkształcenia. Tymczasem dla uzyskania kompletnego opisu funkcji naprężenia uplastyczniającego konieczne jest również uwzględnienie zależności naprężenia uplastyczniającego od temperatury i prędkości odkształcenia, którą dla przykładu ilustrują krzywe naprężenie - odkształcenie dla stali RB500W (wg PN ISO 6935-2), przedstawione na rysunku 17.18. Związek taki można uzyskać posługując się następującą zależnością [28]

0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 Odkształcenie logarytmiczne

0.8

Rys. 17.17. Przykład dopasowania uogólnionej zależności naprężenie - odkształcenie Voce'a do wyników doświadczalnych, określona dla stali RB500W

¿def (17.9) sinh(a a g ) k = E Z = E eexp V R T

gdzie: cr £ - naprężenie dla ustalonej wartości odkształcenia (w szczególności mogą to być naprężenia ^ s i ^ s s ) ,

a, k i E - parametry modelu. Logarytmując równanie (17.9), otrzymujemy następującą zależność

In (sinh(a a £ ) k ) = l n ( e ) + + ln(E), (17.10) RT

na podstawie której określa się energię aktywacji procesu odkształcenia plastycznego oraz parametry równania (17.9). Jeśli analiza przeprowadzona zostanie dla naprężeń a s i a s s, to uzyskuje się w ten sposób pełny opis naprężenia uplastyczniającego od odkształcenia i prędkości odkształcenia, a także od temperatury.

Funkcja naprężenia uplastyczniającego w postaci uogólnionej zależności Voce'a stanowi jedną z licznych możliwości ilościowego opisu zależności naprężenia uplastyczniającego od odkształcenia, prędkości odkształcenia i temperatury. W zależności od potrzeb badawczych


stosuje się różne postacie funkcji naprężenia uplastyczniającego, które na przykład scharakteryzowano w pracy [55].

b)

:1100°C

-300 n

-250^ 150 s-1

100 s-1

50 s-1

(MPa

)

-200-^

rężen

ie

-150-j

rężen

ie

Nap

i

-100-j

-50

~l— 1—I—'l 1 I 1 I 1 I ' I 1—I 0 -0.1 -0.2 -0.3 -0.4 -0.5 -0.6 -0.7 -0.8

Odkształcenie logarytmiczne 0 -0.1 -0.2 -0.3 -0.4 -0.5 -0.6 -0.7 -0.1


Rys. 17.18. Wykresy naprężenie ściskające - odkształcenie stali RB500W odkształcanej ze zmienna prędkością odkształcenia w temperaturach: 950°C (a) i 1100°C (b)

Próba osiowo-symetrycznego ściskania może być również zastosowana do określenia od-kształcalności granicznej oraz do opracowania równań konstytutywnych modelu zmian mikro-strukturalnych w procesach obróbki cieplno-plastycznej [28,55]. Bardzo często stosowana ona bywa również do symulacji fizycznej tych procesów. W tym przypadku doświadczenie polega na wielokrotnym odkształceniu próbki cylindrycznej, po jej uprzednim wygrzewaniu w założonej temperaturze. Parametry doświadczenia obejmują: prędkość nagrzewania do temperatury wygrzewania, czas wygrzewania, temperatury próbki w kolejnych odkształceniach i odstęp czasu między odkształceniami oraz wartości odkształceń i prędkości odkształceń w kolejnych odkształceniach, a także prędkość chłodzenia po ostatnim odkształceniu.

17.4.2. Próba spęczania w warunkach zbliżonych do płaskiego stanu odkształcenia

Dużą niedogodnością związaną, z próbą odkształcania osiowo-symetrycznego jest stosunkowo mała wartość maksymalnego odkształcenia, które można zadać stosując standardową próbkę o wymiarach § 10x15 mm, wynoszącego około 1,8. Znacznie większe odkształcenie można uzyskać odkształcając próbkę w kształcie prostopadłościanu w sposób przedstawiony na

Rys. 17.19. Schemat próby spęczania próbki w kształcie prostopadłościanu w warunkach zbliżonych do płaskiego stanu odkształcenia


= fln v h o y

(17.13)

°os=^JL (17.14)

gdzie:

f ; s " t t ( " - t ) + t ( 1 7 1 5 )

w Próba spęczania w warunkach zbliżonych do płaskiego stanu odkształcenia stosowana jest

w Laboratorium Symulacji Procesów Metalurgicznych IMŻ do symulacji fizycznej procesów walcowania. Zaletą tej metody jest możliwość uzyskania kompleksowych informacji dotyczących nie tylko przebiegu płynięcia plastycznego materiału, ale również wpływu warunków odkształcenia i chłodzenia na mikrostrukturę i własności mechaniczne stali. Zastosowanie próby spęczania w warunkach zbliżonych do płaskiego stanu odkształcenia do symulacji fizycznej procesów obróbki cieplno - plastycznej zostanie opisane w podrozdziale 17.6.

17.4.3. Badania plastyczności stali w operacjach obróbki cieplno-plastycznej

Bardzo złożonym zagadnieniem, związanym z przeróbką plastyczną, jest ilościowe określenie plastyczności materiału. Źródłem trudności metodycznych jest w tym przypadku zależ-

rysunku 17.19. Przy zachowaniu stosunku szerokości próbki do szerokości kowadła w przedziale 6- 10, płynięcie plastyczne w odkształcanej części próbki zachodzi w warunkach zbliżonych do płaskiego stanu odkształcenia. W celu zmniejszenia tarcia, między powierzchnię próbki, a powierzchnię kowadła, wprowadza się bardzo cienką folię grafitową, zaś obie powierzchnie pokrywane są substancją smarującą na bazie niklu. Standardowo stosuje się dwa typy kowadeł, za pomocą których możliwe jest odkształcenie próbki o wymiarach 20x25x35 mm lub 10x15x20 mm.

Rzeczywiste odkształcenie w próbie spęczania zdefiniowane jest następująco

8 p s = l n W (17.11) v n oy

gdzie: h i h 0 jest, odpowiednio, końcową i początkową grubością próbki. Z kolei ciśnienie, działające na powierzchnię styku kowadła z próbką, wyraża następujący

wzór:

p = - ^ (17.12) wt

gdzie F jest siłą działająca na powierzchnię kowadła ze strony próbki. Ze względu na stan naprężenia związany z odkształceniem, średnie ciśnienie działające na

powierzchnię kowadła jest około 1.155 razy większe od średniego ciśnienia w próbie osiowo-symetrycznego ściskania. Z kolei średnie odkształcenie w próbie spęczania jest około 1.115 razy mniejsze niż podczas ściskania osiowosymetrycznego.

Przybliżony sposób przekształcenia krzywej naprężenie - odkształcenie uzyskanej w próbie zgniatania został zaproponowany w pracy [52]:


ność własności plastycznych zarówno od stanu naprężenia i odkształcenia, na które wpływa geometria wsadu i narzędzia oraz warunki tarcia na powierzchni styku narzędzia z wsadem, a także stan mikro- i makrostruktury materiału wsadowego. Bardzo ważnym czynnikiem wpływającym na podatność stali do odkształcenia plastycznego są także warunki odkształcenia plastycznego.

Wadami materiałowymi, które powstają najczęściej w procesach obróbki cieplno-plastycznej na gorąco, obniżającymi jakość wyrobu, są [69]: - kruche pęknięcia po granicach ziarn, - pęknięcia zarodkujące na wadach materiałowych, - pęknięcia o charakterze ciągliwym, - pustki, - pasma ścinania.

Bardzo dużo typów wad, tworzących się w procesach obróbki cieplno-plastycznej, ma związek ze zmianami mikrostrukturalnymi zachodzącymi w odkształcanym materiale i dlatego pojawiają się one przy ściśle określonych parametrach odkształcenia. Na przykład przedział temperatur i prędkości odkształcenia, przy których zachodzić mogą różne zjawiska strukturalne w stopie Inconel 718 (wg AMS5662) przedstawiono na rysunku 17.20 [118]. Z kolei na rysunku 17.21 przedstawiono przykłady oddziaływań tych mechanizmów na mikrostrukturę stopu, które zidentyfikowano odkształcając próbkę cylindryczną (J)10xl5 mm za pomocą symulatora Gleeble 3800, z zastosowaniem prędkości i temperatur odkształcenia mieszczących się w obszarach zaznaczonych na rysunku 17.20.

Ciekawe jest porównanie struktur próbek odkształcanych z zastosowaniem prędkości i temperatur odkształcenia

wskazanych strzałkami „3" i „4" na rysunku 17.20. Zachowanie się tego stopu podczas odkształcenia plastycznego wskazuje, że nie zawsze materiały techniczne charakteryzują się dobrą plastycznością w wysokich temperaturach odkształcenia. Zwraca również uwagę fakt, że nadmierną wielkość ziarna fazy y zakwalifikowano na rysunku 17.20 do wad strukturalnych. W istocie stop Inconel stosowany jest do produkcji łopatek turbin silników samolotowych, zaś zbyt duże ziarno osłabia wytrzymałość i odporność zmęczeniową tego wyrobu.

900 1000 1100 Temperatura (°C)

1200

Rys. 17.20. Mapa odkształcenia dla procesu przeróbki plastycznej stopu Inconel 718 z naniesionymi granicami obszarów, w których występują różne procesy mikro-strukturalne wpływające na własności mechaniczne wyrobów walcowanych i kutych z tego stopu


Obie opisane dotychczas metody badawcze, tzn. próba odkształcenia osiowosymetryczne-go i próba spęczania w warunkach zbliżonych do płaskiego stanu odkształcenia, mogą być również zastosowane do określenia podatności stali do odkształceń plastycznych. Jednak w tym przypadku podejście metodyczne różni się od stosowanego w badaniach mających na celu wyznaczenie krzywej naprężenie - odkształcenie dla potrzeb obliczeń sił i momentów sił walcowania, a także matematycznego modelowania procesów obróbki cieplno-plastycznej.

Obszar „3" Obszar „4" Rys. 17.21. Przykłady oddziaływania mechanizmów, opisanych na rysunku 17.20, na mikrostrukturę

stopu Iconel 718; badania własne - odkształcano próbkę <|)10xl5 mm z parametrami wskazanymi strzałką na rysunku 17.20

Przy określaniu odkształcalności granicznej dąży się do uzyskania jednorodnego rozkładu temperatury w objętości próbki oraz do zminimalizowania tarcia na powierzchniach styku narzędzia z próbką. Tymczasem, chcąc określić podatność stali do odkształceń plastycznych, w próbie ściskania osiowosymetrycznego w sposób celowy podwyższa się naprężenia i odkształcenia obwodowe poprzez wzrost współczynnika tarcia oraz poprzez zastosowanie specjalnej geometrii próbki (rys. 17.22a) [16]. Wzrost współczynnika tarcia uzyskać można np. wprowadzając folię tantalową, zamiast grafitowej, między kowadło a podstawy próbki. Z kolei próbę spęczania próbki w kształcie prostopadłościanu można zmodyfikować, stosując znacznie większe wymiary próbki od wymiarów kowadła, co powoduje, że kowadło wgniatane jest w próbkę


w trakcie odkształcenia plastycznego (rys. 17.22b) [135]. Istota testu w obu przypadkach polega na określeniu maksymalnego odkształcenia, tzw. odkształcenia granicznego, przy którym zapoczątkowany zostaje proces pękania. Znając wartość odkształcenia granicznego, w określonych warunkach odkształcenia, można zaprojektować sekwencję odkształceń w operacjach przeróbki plastycznej, której stosowanie zapobiega tworzeniu się pęknięć w paśmie.

a) b)

Rys. 17.22. Przykład stosowania specjalnych metodyk badawczych do określania odporności materiałów na proces pękania: a - próbka cylindryczna z dodatkowym pierścieniem oraz próbka cylin dryczna z podstawami w kształcie ściętego stożka [16], b - próba wgniatania [135]

Jednym z parametrów, który łączy stan naprężenia z podatnością materiału do pękania j es wskaźnik sztywności stanu naprężenia, zdefiniowany za pomocą następującego wyrażenia [69]

k = ^ - (17.16)

gdzie: a m - naprężenie średnie (aksjator tensora naprężenia), crz - naprężenie zastępcze wyznaczone z hipotezy energii odkształcenia postaciowego.

Jak pokazały liczne badania wskaźnik k bardzo dobrze charakteryzuje podatność materie łu do przeróbki plastycznej, zaś z jego wzrostem, w miarę jak stan naprężenia zmierza w kk runku naprężeń rozciągających, maleje wartość odkształcenia granicznego.

Oprócz układów pomiarowych realizujących próbę ściskania osiowosymetrycznego on próbę spęczania próbki w kształcie prostopadłościanu, symulator Gleeble 3800 wyposażony je w układy pomiarowe pozwalające zrealizować badania plastyczności stali dla potrzeb przerób] plastycznej poprzez rozciąganie do zerwania próbki § 10x120 mm oraz za pomocą tzw. tes SICO (z ang. Strain Induced Crack Opening). Istota testu SICO polega na nagrzaniu środk wego obszaru próbki o przekroju kołowym i wymiaracri^l0x86.4 mm do założonej temperat ry, a następnie odkształceniu poprzez ściskanie. Podczas ściskania obszar środkowy prób


podlega bardzo intensywnemu płynięciu plastycznemu, ze względu na gradient temperatury na długości próbki, które po osiągnięciu pewnego granicznego odkształcenia powoduje zapoczątkowanie pękania (rys. 17.23).

b) c) d)

Rys. 17.23. Przykład określenia odkształcenia krytycznego, przy którym następuje inicjowanie pęknięcia w stopie na bazie niklu, przy temperaturze odkształcenia 1210°C oraz kolejnych odkształceniach: a - 0.1; b - 0.3; c - 0.5; d - 0.7

Średnie odkształcenie w próbie rozciągania oraz w teście SICO obliczane jest następująco

8 ś r = ln v d o y

(17.17)

gdzie: d0 i dk są, odpowiednio, początkową i końcową średnicą próbki w płaszczyźnie zlokalizowanego płynięcia plastycznego. Z kolei średnia prędkość odkształcenia obliczana jest za pomocą następującego wzoru

As 6 r

At (17.18)

gdzie At jest czasem, w trakcie którego próbka podlega odkształceniu plastycznemu. Na rysunku 17.23 przedstawiono przykład określenia stopnia odkształcenia, przy którym

obserwuje się pojawianie się pęknięć w stopie na bazie niklu typu EJ867 (wg TU-14-1-223-72). Z kolei, na rysunku 17.24 przedstawiono określony w próbie rozciągania wpływ temperatury wygrzewania, temperatury odkształcenia oraz prędkości narzędzia na wartość odkształcenia granicznego do zerwania dla stali R35.

17.5. Model zmian mikrostrukturalnych w procesach obróbki cieplno-plastycznej

W rozdziale 17.3 przedstawiono możliwości metody symulacji fizycznej w zakresie identyfikacji, a także matematycznego opisu dynamicznych procesów odbudowy mikrostruktury


materiału poddanego przeróbce plastycznej. Proces budowy modelu matematycznego można rozszerzyć na zjawiska występujące po odkształceniu plastycznym, które obejmują:

a) b)

800 850 900 950 1000 800 850 900 950 Temperatura (°C) Temperatura (°C)

Rys. 17.24. Wpływ temperatury wygrzewania, prędkości narzędzia i temperatury odkształcenia na odkształcenie graniczne stali R35 w temperaturze wygrzewania: a - 1050°C, b - 1000°C; badania przeprowadzono poprzez rozciąganie próbki § 6x120 mm do zerwania z zachowaniem stałej prędkości narzędzia (uchwytu)

- rekrystalizację metadynamiczną w przypadku, gdy w materiale podczas odkształcenia plastycznego zaszła rekrystalizacja dynamiczna;

- zdrowienie metadynamiczne i statyczne;

- rekrystalizację statyczną; - wzrost ziarna po rekrystalizacji.

Konwencjonalny sposób badań statycznych procesów odbudowy mikrostruktury austenitu poddanego przeróbce plastycznej rozpoczyna określenie tzw. charakterystyki mięknięcia materiału. Doświadczenie mające na celu określenie charakterystyki mięknięcia materiału polega na zadaniu dwu odkształceń we wzrastających odstępach czasu przy tych samych parametrach odkształcenia. Wraz z postępem procesów zdrowienia i rekrystalizacji,

przerwa 1 s przerwa 600 s przerwa 1800 s

F 2^ n — 1 — i — 1 — i — 1 — i — « — i — 1 — i 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 Odkształcenie logarytmiczne

Rys. 17.25. Wpływ odstępu czasu między odkształceniami na postać krzywej naprężenie-odkształcenie w drugim odkształceniu; próbka (|>10xl2 mm ze stali HCM12 odkształcana przy temperaturze 950°C

378 Baza laboratoryjna wraz z oprzyrządowaniem pomiarowo-obliczeniówym

kształt krzywej naprężenie - odkształcenie wyznaczonej w drugim odkształceniu przybliża się do kształtu krzywej wyznaczonej w pierwszym odkształceniu. Przedstawiono to na rysunku 17.25, który ilustruje zmiany zależności naprężenia od odkształcenia, jakie zachodziły po różnych czasach wytrzymania między odkształceniami próbek cylindrycznych <J)10xl2 mm stali HCM12(P122 wg ASME).

Do oceny stopnia mięknięcia materiału w próbie podwójnego odkształcenia wprowadzono tzw. współczynnik mięknięcia, który definiuje następujące wyrażenie (rys. 17.26)

G™ — G\,

K=— ~ (17.19)

gdzie: a m - maksymalne naprężenie, a y i i G y 2 - naprężenia uplastyczniające, odpowiednio, w pierwszym i drugim odkształceniu,

określone dla tej samej - ustalonej - wartości odkształcenia. Badania przeprowadzone w pracy [121] pokazały, że przyjęcie odkształcenia s = 0.002,

dla określenia naprężeń G y j i G y 2 , powoduje wyeliminowanie wkładu procesu zdrowienia

statycznego do parametru km i w ten sposób określony współczynnik mięknięcia charakteryzuje jedynie postęp rekrystalizacji. Inne sposoby wyznaczania współczynnika mięknięcia podano w pracach [28] i [55]. Na podstawie zmian współczynnika mięknięcia w funkcji czasu można określić przedział czasu po odkształceniu plastycznym, w trakcie którego rekrystalizacja zostaje zakończona. Powtarzając doświadczenie, już tylko z pierwszym odkształceniem, wytrzymując próbkę przez określony z krzywej mięknięcia czas do zakończenia rekrystalizacji i hartując ją wodą można następnie zmierzyć wielkość ziarna zrekry-stalizowanego. Z kolei wytrzymując próbkę w różnych okresach czasu, dłuższych od czasu potrzebnego na zajście rekrystalizacji, w połączeniu z hartowaniem, można określić kinetykę rozrostu ziarna po rekrystalizacji.

Ponieważ przebieg procesów odbudowy mikrostruktury po odkształceniu plastycznym zależy od wyjściowej wielkości ziarna oraz od parametrów odkształcania, powtarzając doświadczenia z zastosowaniem różnych warunków wyżarzania próbki przed odkształceniem i parametrów odkształcenia można opracować równanie na okres połówkowy do zajścia rekrystalizacji statycznej oraz wzór na wielkość ziarna zrekrystalizowanego, a także równanie opisujące kinetykę rozrostu ziarna po rekrystalizacji. Na przykład Kuziak [51] opracował następujące równa-


Rys. 17.26. Opis doświadczenia z podwójnym odkształceniem próbki, na podstawie którego określana jest kinetyka procesów odbudowy struktury materiału poddanego odkształceniu plastycznemu


Tabela 17.1. Równania modelu rekrystalizacji statycznej i rozrostu ziarna po rekrystalizacji dla stali 18G2VN[51]

Parametr Równanie I

Okres połówkowy rekrystalizacji t 0 , 5 = 9 , 3 x 1 0 - £ - D ^ X p (2

^0 0

)

Wielkość ziarna zrekrystalizowanego

Rozrost ziarna po rekrystalizacji D(t) =D^+txlO^ T J

gdzie: dlat<20s: a = 7,1, b = 7180; dlat>20s:a = 9,5,b= 10920 |

Równania opisujące przebieg zmian mikrostrukturalnych wywołanych odkształceniem plastycznym stanowią jeden z elementów ogólnego modelu cieplno-mechaniczno-struktu-ralnego procesu przeróbki cieplno-plastycznej, za pomocą którego możliwe jest przeprowadzenie komputerowej symulacji tego procesu [55].

17.6. Symulacja fizyczna procesów obróbki cieplno-plastycznej

Metoda symulacji fizycznej pozwala określić optymalne warunki przeróbki plastycznej i dobrać skład chemiczny stali w oparciu o wyniki badań laboratoryjnych. Jej stosowanie powoduje znaczną redukcję kosztów wdrażania nowych technologii poprzez ograniczenie zakresu badań prowadzonych w warunkach przemysłowych.

Możliwości zastosowania symulatora Gleeble 3800 do symulacji fizycznej procesów obróbki cieplno-plastycznej przedstawione zostaną na przykładzie badań mających na celu opracowanie optymalnych warunków walcowania i chłodzenia zapewniających uzyskanie wysokich własności wytrzymałościowych i plastycznych profili kształtowych ze stali perlitycznej w gatunku S|90PA (0,7%C-l,0%Mn wg PN-84/H-84027/07). Proces umacniania cieplnego symulowano poprzez intensywne chłodzenie próbki do temperatury przystanku izotermicznego i wytrzymanie do zakończenia przemiany perlitycznej. Alternatywne warianty odkształcenia oraz przyspieszonego chłodzenia do temperatury przystanku izotermicznego podano w tabelach 17.2 i 17.3. Symulacje zrealizowano odkształcając próbki o wymiarach 20x25x35 mm za pomocą kowadeł, przedstawionych na rysunku 17.19. Dzięki temu możliwe było zbadanie nie tylko wpływu zastosowanych wariantów odkształcenia na stan struktury perlitycznej, ale również zmierzono własności mechaniczne próbek. Po ostatnim odkształceniu próbki intensywnie chłodzono (z prędkością ~20°C/s) do temperatury 550°C i wytrzymano przy tej temperaturze do zakończenia przemiany austenitu w perlit. Zastosowanie wariantu „A" prowadzi do całkowitego, natomiast wariantu „El" tylko do częściowego zrekrystalizowania austenitu stali St90PA.

nia modelu rekrystalizacji statycznej i rozrostu ziarna po rekrystalizacji dla stali 18G2VN (wg PN-86/H-84018) z mikrododatkiem wanadu, co przedstawiono w tabeli 17.1.


Tabela 17.2. Wariant „A" odkształcania próbek 20x25x35 mm ze stali St90PA

Nagrzewanie Temperatura nagrzewania

Prędkość nagrzewania

Czas wygrzewania

Prędkość chłodzenia do temperatury odkształcenia

°C °C/s °C/s 1080 60

Odkształcenie T p . Prędkość Odstęp czasu At między

Lp. £j chłodzenia odkształceniami °C - s'

1 °C/s s

1 1080 0,20 4 - -

2 1070 0,20 4 0,67 15 3 1050 0,20 4 1,33 15 4 1030 0,20 4 1,33 15 5 1010 0,18 4 2,00 10 6 990 0,18 4 2,00 10

Tabela 17.3. Wariant „El" odkształcania próbek 20x25x35 mm ze stali St90PA

Nagrzewanie Temperatura nagrzewania Prędkość nagrzewania Czas wygrzewania

°C °C/s 1080 120

Odkształcenie T Prędkość Odstęp czasu At między

Lp. i i chłodzenia odkształceniami °c - s'1 °C/s s

1 820 0.20 4 10.0 0.3 2 820 0.20 4 - 0.3 3 820 0.20 4 - 0.3 4 820 0.20 4 - 0.3 5 820 0.30 4 - 0.3

1 6 820 0.30 4 - 0.3

Dla ilustracji możliwości kontroli przebiegu doświadczenia, na rysunku 17.27 przedstawiono krzywą zmian temperatury w funkcji czasu podczas symulacji przeprowadzonej zgodnie z wariantem „A" przeróbki plastycznej.

Z kolei na rysunku 17.28 przedstawiono porównanie krzywych naprężenie - odkształcenie w kolejnych odkształceniach dla obu wariantów odkształcenia. Postać tych krzywych dla wariantu „El", opisanego w tabeli 17.3, wskazuje, że w tym przypadku stal wykazuje wyższy opór odkształcenia plastycznego wynikający z zastosowania niższych temperatur przeróbki plastycznej, co spowodowało także niepełną rekrystalizację stali St90PA. Wpływ zastosowanych wariantów przeróbki plastycznej na własności mechaniczne tej stali przedstawiono w tabeli 17.4. Na podstawie wyników badań własności mechanicznych można wnosić, że niepełne zrekrystalizowanie austenitu daje przyczynek do wzrostu plastyczności perlitu, co można powiązać z rozdrobnieniem mikrostruktury perlitycznej.


O co

2? CD CL

£

Wariant A przeróbka plastyczna

^wytrzymanie izotermiczne

600 800 Czas (s)

1000 1200 1400

Rys. 17.27. Zmiany temperatury próbki stali St90PA podczas symulacji obróbki cieplno-plastycznej z zastosowaniem wariantu „A" odkształceń

a) b)

0 0,0 -0,4 -0,6 -0,8

Odkształcenie logarytmiczne -0,2 -0,4 -0,6 -0,8 -1 ,0


Rys. 17.28. Porównanie krzywych naprężenie-odkształcenie w kolejnych odkształceniach według wariantu „A" (a) i wariantu „El" (b) przeróbki plastycznej

Tabela 17.4. Własności mechaniczne próbek ze stali St90PA, odkształconych według wariantów „A" i „El", poddanych obróbce cieplno- plastycznej

Wariant odkształcenia

Re Rm A5 Wariant odkształcenia MPa MPa %

A 762 1141 9,0 EJ 770 1158 12

WYKONAWSTWO ĆWICZEŃ

LABORATORYJNYCH

18. Przebieg prób laboratoryjnych 385

18. PRZEBIEG PRÓB LABORATORYJNYCH

18.1. Statyczna próba rozciągania metali

Wymagany zakres wiadomości 1) Mechanizmy odkształcenia plastycznego na zimno (podrozdz. 1.7). 2) Warunki wykonania statycznej próby rozciągania metali (podrozdz. 2.1). 3) Próbki stosowane w próbie rozciągania (podrozdz. 2.2). 4) Własności wytrzymałościowe i plastyczne określane w próbie rozciągania (podrozdz. 2.3). 5) Umowny i rzeczywisty wykres rozciągania (podrozdz. 2.4). 6) Hipoteza powstawania wyraźnej granicy plastyczności (podrozdz. 2.4). 7) Określanie umownej granicy plastyczności (podrozdz. 2.4). 8) Energia odkształcenia w próbie rozciągania (podrozdz. 2.5). 9) Wpływ składu chemicznego na własności mechaniczne określane w próbie rozciągania

(podrozdz. 2.6.1). 10) Wpływ różnych procesów technologicznych na przebieg wykresów rozciągania (pod

rozdz. 2.6.2).

Praktyczna część ćwiczenia 1) Zapoznanie się z budową i zasadą działania maszyny wytrzymałościowej typu INSTRON-

1196. 2) Wykonanie prób rozciągania próbek ze stali nisko- i wysoko węglowej lub stopowej. 3) Wyznaczenie punktów charakterystycznych wykresu rozciągania. 4) Wyznaczenie umownej granicy plastyczności. 5) Wykonanie prób rozciągania dla próbek prostokątnych. 6) Porównanie własności mechanicznych badanych materiałów.

Opis wykonania ćwiczenia Ćwiczenie wykonuje się na maszynie wytrzymałościowej typu INSTRON-1196. Wypo

sażenie dodatkowe stanowi ekstensometr elektroniczny, służący do rejestracji zmiany wymiarów liniowych.

Część 1. W pierwszej części ćwiczenia do badań stosowane są stalowe próbki proporcjonalne. Początkowa długość pomiarowa L 0 jest związana z początkową powierzchnią przekroju poprzecznego S 0 (wz. 2.1). Wartość k (wg norm międzynarodowych) w tym wzorze wynosi 5,65 lub 11,3. Próbki wykonano zgodnie z normą, jako próbki do uchwytów szczękowych. Próba prowadzona jest aż do zerwania próbki. Charakterystykę procesu rozciągania przedstawiono w tabeli 18.1.

W oparciu o otrzymany wykres rozciągania (w układzie współrzędnych F - AL) wyznacza się wielkości określające własności wytrzymałościowe metalu: - górną granicę plastyczności ReH (wzór 2.2),

386 Wykonawstwo ćwiczeń laboratoryjnych

- dolną granicę plastyczności ReL (wzór 2.3), - wytrzymałość na rozciąganie Rm (wzór 2.5), - naprężenie rozrywające Ru (wzór 2.6).

Tabela 18.1. Parametry charakteryzujące próbę rozciągania

Lp. Mierzona wielkość Symbol Jednostka Wartość 1 1. Stosowany zakres sił F kN 2. Prędkość trawersy > mm/min 3. Prędkość papieru mm/min 4. Wzmocnienie pośrednie k = Vp/vt -

Po rozerwaniu próbki należy ponownie zmierzyć długość bazy pomiarowej próbki Lu i średnicę szyjki du. Pomiary te pozwalają obliczyć wielkości określające własności plastyczne metalu: - wydłużenie względne A próbki proporcjonalnej (wzór 2.7), - przewężenie Z (wzór 2.8).

Wyniki obliczeń zamieszczone zostają w tabeli 18.2.

Tabela 18.2. Własności wytrzymałościowe i plastyczne próbki nr 1 określone w próbie rozciągania

1 So S u ReH 1 ReL R m R u A Z

2 mm

m m 2 MPa % %

Część 2. W drugiej części ćwiczenia wyznaczana jest umowna granica plastyczności. Do badań stosowane są pręty ze stali wysokowęglowej (lub stopowej), które nie wykazują wyraźnej granicy plastyczności. Próbka zostaje przygotowana jako próbka nieproporcjonalna o bazie pomiarowej L0. Stosując próbki nieproporcjonalne, ich początkową długość pomiarową wybiera się niezależnie od początkowej powierzchni pola przekroju S0.

Na zamocowanej w szczękach maszyny wytrzymałościowej próbce zostaje umieszczony ekstensometr elektroniczny o bazie pomiarowej L0ekst.- Dzięki zainstalowaniu ekstensometru przesuw papieru rejestratora x sterowany jest bezpośrednio sygnałem ekstensometru, a więc wielkością wydłużenia próbki w bazie pomiarowej ekstensometru. Stosunek przesuwu papieru do wydłużenia bezwzględnego próbki nazywany jest stałą wzmocnienia bezpośredniego K

K = - £ - (18.1) AL Próba rozciągania z wykorzystaniem ekstensometru prowadzona jest do osiągnięcia od

kształcenia względnego 8 > 0,2%. Następnie po zdjęciu ekstensometru próbka jest rozciągana aż do zerwania. W tym zakresie próby papier rejestratora przesuwa się ze stałą prędkością vp. Dla stałej prędkości przesuwu trawersy vt otrzymano stałą wzmocnienia pośredniego k


(18.2)

Wielkości, charakteryzujące statyczną próbę rozciągania z zastosowaniem ekstensometru, zestawiono w tabeli 18.3.

Tabela 18.3. Parametry próby rozciągania z zastosowaniem ekstensometru

Lp. Mierzona wielkość Symbol Jednostka Wartość 1. Stosowany zakres sił F kN 2. Prędkość trawersy v t

mm/min 3. Prędkość papieru v D

mm/min 4. Wzmocnienie pośrednie k = v D/v t

-5. Wzmocnienie bezpośrednie K = x/AL -6. Baza ekstensometru LOEKST. mm

W wyniku wykonanej próby otrzymano na papierze rejestratora wykres rozciągania w układzie współrzędnych: F - AL. Wyznaczenie wielkości umownej granicy plastyczności przeprowadza się tzw. metodą wykreślną (rys. 18.1).

Przyjmując oznaczenia jak na rysunku 18.1, SpOSÓb wyznaczenia 11 wzmocnienie bezpośrednie K

umownej granicy plastyczności jest następujący: - z początku układu współrzędnych

wykreśla się tzw. „prostą sprężystości" przechodzącą przez prostoliniową część wykresu rozciągania; prosta ta jest nachylona do osi wydłużeń pod kątem a;

- w celu określenia umownej granicy plastyczności R0.2 należy odłożyć na osi wydłużeń odcinek x, który jest równy takiej wartości wydłużenia bezwzględnego AL, że dla danej bazy pomiarowej ekstensometru wydłużenie względne s = 0,2%;

- wyprowadzenie wzoru na wartość x, po przyjęciu, że AL

Rys. 18.1. Wykreślny sposób wyznaczania wartości umownej granicy plastyczności

8 = - -100 (18.3) -'Oekst.

oraz uwzględniając, że K = to proste przekształcenia prowadzą do zależności AL

x = K 8L Oekst. (18.4)

100


- korzystając z definicji umownej granicy plastyczności (e = 0,2%) oraz wstawiając pozostałe dane do wzoru 18.4 zostaje obliczona długość odcinka x,

- następnie z punktu x należy wykreślić prostą równoległą do „prostej sprężystości"; punkt przecięcia wykreślonej prostej z wykresem rozciągania odpowiada wartości siły F0,2, dzieląc F0,2 przez przekrój początkowy S 0 otrzymuje się wartość naprężenia odpowiadającego umownej granicy plastyczności R0,2-Ponieważ po przekroczeniu odkształcenia względnego e > 0,2% ekstensometr zostaje

zdjęty, a próba rozciągania prowadzona jest aż do zerwania próbki, to na podstawie zarejestrowanych wartości sił oraz pomiarów próbki przed i po rozciąganiu, można wyznaczyć pozostałe własności mechaniczne materiału. Wyniki pomiarów i obliczeń zostają przedstawione w tabeli 18.4.

Tabela 18.4. Umowna granica plastyczności i pozostałe własności mechaniczne wyznaczone w próbie rozciągania

S0 S U R<).2 Rm Ru Ajoo Z 2

mm MPa %

Część 3. W trzeciej części ćwiczenia^ rozciąganiu zostaje poddana próbka (rys. 18.2), proporcjonalna o prostokątnym przekroju poprzecznym a x b.

Próbę rozciągania prowadzi się aż do zerwania próbki. Następnie dokonuje się pomiarów długość bazy pomiarowej Lu oraz powstałej szyjki (rys. 18.2). Pole przekroju szyjki S u dla próbek płaskich oblicza się po zmierzeniu najmniejszej grubości au i największej szerokości bu. Wyniki pomiarów pozwalają wyznaczyć: - wytrzymałość na rozciąganie Rm (wzór R y s ' 1 8 2 ' Wymiary próbki płaskiej w miejscu ze-

2 ^ rwania po próbie rozciągania

- naprężenie rozrywające Ru (wzór 2.6), - wydłużenie względne A (wzór 2.7), - przewężenie Z (wzór 2.8). Wyniki pomiarów i obliczeń zestawiono w tabeli 18.5.

Tabela 18.5. Własności wytrzymałościowe i plastyczne określone w próbie rozciągania próbki płaskiej

So s„ Rm 1 Ru A | Z mm2 MPa %

Część trzecia wykonywana jest na ćwiczeniach laboratoryjnych o większym wymiarze godzin

i


18.2. Plastyczność oraz powstanie złomu w próbie ściskania

Wymagany zakres wiadomości 1) Ogólne zasady jednoosiowego ściskania (podrozdz. 3.1 i 3.2). 2) Punkty charakterystyczne wykresu ściskania (granice) i ich definicje (podrozdz. 3.3). 3) Wykresy ściskania stali, żeliwa i metali kolorowych (podrozdz. 3.3). 4) Wpływ schematu stanu naprężenia na plastyczność metali (podrozdz. 1.4). 5) Wykresy stanu mechanicznego (podrozdz. 1.5). 6) Wykresy wytężeniowe wybranych procesów przeróbki plastycznej (podrozdz. 1.6). 7) Warunki powstawania złomu (podrozdz. 1.9). 8) Rodzaje przełomów i sposoby ich rozpoznawania (podrozdz. 3.4). 9) Warunki przeprowadzania udarowej próby zginania (podrozdz. 3.5). 10) Czynniki wpływające na wyniki prób udarowych (podrozdz. 3.5).

Praktyczna część ćwiczenia 1) Wykonanie prób ściskania stali i ocena wpływu smukłości (stosunku ho/d0) próbki na cha

rakter wykresu ściskania. 2) Określenie wpływu stosunku h0/d0 próbki na poziom granicy wytrzymałości żeliwa na ści

skanie i ocena powstałego przełomu. 3) Pomiar udarności różnych materiałów. 4) Ocena przełomów próbek, poddanych udarowemu zginaniu.

Opis wykonania ćwiczenia Część 1. Do pierwszej części ćwiczenia przygotowujemy 3 cylindryczne próbki stalowe

w gatunku Stl o stałej średnicy początkowej d0 = 15 mm, lecz o różnej smukłości, tj. zmiennym stosunku ho/do = 0,5; 1,0 oraz 1,5. Po dokładnym zmierzeniu wymiarów początkowych h0, d0, próbki czyścimy i smarujemy ich powierzchnie czołowe, a następnie poddajemy je w prasie ZD100 (rys. 15.2) ściskaniu siłą co 20 kN do wartości 160 kN. Każdorazowo mierzymy wysokość próbki h po ściskaniu.

Dla każdej wartości nacisku prasy Fn obliczamy: - skrócenie jednostkowe s c = [(h0 - h)/h 0]100 (18.5) - poszerzenie jednostkowe q c = ( S - S 0 ) / S 0 = [ec / (100-e c )] (18.6) - naprężenie ściskające a c = F / S 0 (18.7) - rzeczywiste naprężenie ściskające a r z = F / S = F[l - (e c /100)]/ S 0 (18.8)

Wyniki pomiarów, odczytów i obliczeń zamieszczamy w tabeli 18.6. Na podstawie uzyskanych obliczeń - dla każdego stosunku ho/d0, należy wykonać nastę

pujące wykresy: F = f (Ah) oraz a c = f (sc). Natomiast dla stosunku h0/d0 = 1,5 - na tle jednego układu współrzędnych a - q,

wykonujemy wykresy: a c = f (qc) oraz a r z = f (ec). Oceniamy wpływ smukłości próbki h0/do na charakter wykresu ściskania oraz różnicę

przebiegu umownej i rzeczywistej krzywej ściskania.


Tabela 18.6. Umowne i rzeczywiste naprężenie ściskające próbek stalowych

Nr próbki

F d0 h0 So h Ah qc Nr

próbki kN mm mm mm2 mm mm % MPa MPa

1 60

160

2 60

160

3 60

160

Część 2. W drugiej części ćwiczenia do badań używamy 3 cylindryczne próbki żeliwne o stałej średnicy początkowej d0 = 15 mm, lecz o różnym stosunku h0/d0 = 0,5; 1,0 oraz 1,5. Po dokładnym zmierzeniu wymiarów początkowych h0, do, próbki ściskamy aż do zniszczenia, rejestrując maksymalną wartość siły Fz. Dzieląc siłę F z przez przekrój początkowy próbki, określamy granicę wytrzymałości żeliwa na ściskanie. Wyniki zamieszczamy w tabeli 18.7 oraz w formie wykresu słupkowego: a c = f (ho/do). Oceniamy wpływ stosunku h0/d0 próbki żeliwnej na poziom granicy wytrzymałości na ściskanie.

Tabela 18.7. Wytrzymałość żeliwa na ściskanie

Nr próbki

d0 ho hn/do S0 F Nr

próbki mm mm - mm2 kN MPa 1 2 3

Część 3. Tę część ćwiczenia wykonywać będziemy na młocie Charpy'ego (rys.3.7) o maksymalnej energii uderzenia 300 J. Badaniu udarowemu poddajemy 3 próbki Charpy'ego z karbem typu U, wykonane - z żeliwa, stali oraz aluminium, wg PN-EN 10045-1 [82]. Próbki te zakładamy kolejno na młocie Charpy^go i zginamy udarowo, odczytując pracę K zużytą na zniszczenie (złamanie) próbki. Stosunek tej pracy do pola powierzchni przekroju poprzecznego próbki w miejscu zniszczenia S 0 będzie udarnościąbadanego materiału KC w J/cm2 (wz. 3.10).

Wyniki próby udarowego zginania zestawiamy w tabeli 18.8.

Tabela 18.8. Udarność materiałów poddanych próbie udarowego zginania

Nr Materiał S0 K KC

próbki cm2 J J/cm2

1 stal 2 żeliwo 3 aluminium 1


W sprawozdaniu należy narysować wygląd przełomów próbek: stalowej, żeliwnej oraz aluminiowej po zginaniu udarowym. Na podstawie kształtu zniszczonej próbki oraz wyglądu jej przełomu należy ocenić rodzaj złomu tej próbki.

18.3. Wyznaczenie naprężenia uplastyczniającego metali w próbie skręcania w plastometrze skrętnym

Wymagany zakres wiadomości 1) Budowa, zasada działania i przeznaczenie plastometru skrętnego (podrozdz. 14.1). 2) Metodyka badań plastometrycznych (podrozdz. 4.1). 3) Sposób pomiaru temperatury, momentu skręcającego i siły osiowej podczas badań (pod

rozdz. 14.1). 4) Próbki stosowane do badań plastometrycznych (podrozdz. 4.2). 5) Stan naprężenia i odkształcenia w próbie skręcania (podrozdz. 4.3). 6) Krzywe płynięcia metali w procesie wysokotemperaturowego odkształcania ciągłego (pod

rozdz. 4.4). 7) Analityczny opis naprężenia uplastyczniającego (podrozdz. 4.5). 8) Wpływ parametrów termomechanicznych na wielkość naprężenia uplastyczniającego (pod

rozdz. 4.6). 9) Odkształcalność graniczna metali (podrozdz. 4.7).

10) Wpływ parametrów przeróbki plastycznej na odkształcenie graniczne (podrozdz. 4.7).

Przebieg ćwiczenia Do badań stosujemy standardową próbkę plastometryczną o wymiarach podanych na ry

sunku 4.1. Przed umieszczeniem próbki w piecu grzewczym gwintowane końce smarowane są smarem grafitowym i próbka przedłużana jest przy pomocy specjalnych uchwytów. Próbkę umieszcza się w piecu nagrzanym do zadanej temperatury i wytrzymuje przez określony czas, do chwili jej nagrzania i ujednorodnienia temperatury w całej objętości. Próbę skręcania przeprowadza się w plastometrze skrętnym (rys. 14.1) po uprzednim: - wybraniu zakresu prędkości obrotowej silnika, - kalibrowaniu i wyzerowaniu wzmacniaczy tensometrycznych, - ustawieniu zakresów pomiarowych wzmacniaczy i prędkości przesuwu taśmy rejestratora.

Jak to opisano (podrozdz. 4.4), podczas tych badań rejestruje się moment skręcający i siłę osiową, liczbę wykonanych skręceń i czas przebiegu próby.

Wartość naprężenia uplastyczniającego oblicza się wykorzystując zależności (4.5). Wielkość zastępczego odkształcenia plastycznego wyliczana jest w zależności od liczby wykonanych skręceń, zgodnie z wzorem (4.8). Odkształcenie graniczne określa się na podstawie zależności (4.9), a prędkość odkształcenia zgodnie ze wzorem (4.10). Wyniki pomiarów i wykonanych obliczeń należy zestawić w tabeli 18.9.

Na podstawie otrzymanych wyników należy sporządzić dla badanej stali wykres zależności naprężenia uplastyczniającego od wielkości odkształcenia a p = f(Sj) dla ustalonych wartości temperatury i prędkości odkształcenia (T = const. i ćj = const).


Tabela 18.9. Wyniki pomiarów i obliczeń naprężenia uplastyczniającego

N s Si Moment skręcający, Ms Siła poosiowa, Fp

obr. - mm Nm mm N MPa

1 2 3

Opmax

N2 Opz

Po opracowaniu sprawozdania, w oparciu o wynik eksperymentu i przesłanki teoretyczne, należy sformułować wnioski końcowe.

18.4. Wpływ warunków tarcia na nierównomierność odkształcenia w procesach przeróbki plastycznej

Wymagany zakres wiadomości 1) Rodzaje tarcia i ich mechanizm, prawa tarcia suchego i płynnego (rozdz. 5). 2) Wpływ obróbki skrawaniem powierzchni narzędzia odkształcającego na nierównomier

ność tarcia powierzchniowego (podrozdz. 5.1). 3) Pojęcie współczynnika tarcia i czynnika tarcia (podrozdz. 5.2). 4) Rola smaru w procesach przeróbki plastycznej (podrozdz. 5.3). 5) Metody określania współczynnika tarcia w walcownictwie: kąta chwytu i wyprzedzenia

(podrozdz. 5.4). 6) Metody określania współczynnika tarcia w kuźnictwie: stożków, klina i pierścieni (pod

rozdz. 5.5). 7) Metody określania współczynnika tarcia w ciągarstwie: wirującego i dzielonego ciągadła

(podrozdz. 5.6). 8) Nierównomierność odkształcenia przy walcowaniu (podrozdz. 5.7.1; rys. 5.10) oraz w

spęczanej próbce (podrozdz. 5.7.2; rys. 5.12). 9) Wpływ różnych czynników procesu odkształcenia na wielkość współczynnika tarcia (pod

rozdz. 5.8) 10) Znajomość orientacyjnych wielkości współczynnika tarcia w walcownictwie (tab. 6.1)

oraz w ciągarstwie (tab. 5.2).

Praktyczna część ćwiczenia 1) Wyznaczanie nierównomierności tarcia powierzchniowego. 2) Wyznaczanie współczynnika tarcia metodą stożków. 3) Określenie współczynnika tarcia metodą pierścieni. 4) Pomiar współczynnika nierównomierności tarcia metodą klina Tarnowskiego.


Opis wykonania ćwiczenia Wszystkie próby realizowane będą na odpowiednich próbkach, wykonanych z różnych

tworzyw, przy użyciu różnych zestawów narzędzi odkształcających, zabudowanych w maszynach wytrzymałościowych typu ZD10 i ZD100 (rys. 15.2).

Część 1. W metodzie określania nierównomierności tarcia do badań użyjemy 12 próbek cylindrycznych o wymiarach d0xh0 = 15x15 mm z aluminium. Wszystkie próbki poddajemy ściskaniu pomiędzy płytami dociskowymi o różnych klasach gładkości powierzchni (od 2 do 10), stosując stałą siłę nacisku prasy Fn= 150 kN, lecz przy różnych warunkach4arcia pomiędzy narzędziem a próbką (na sucho i ze smarem).

Ponieważ nierówności powierzchni płyt dociskowych wykonane są w postaci wyciętych rowków, ułożonych równolegle do siebie, następuje intensywniejsze płynięcie metalu równolegle do naciętych rowków niż prostopadle do nich. Wskutek tego próbki uzyskają kształt eliptyczny. Mierząc - dużą (a) i małą (b) oś elipsy, można określić współczynnik anizotropii tarcia powierzchniowego jako

(18.9)

Tabela 18.10. Wyniki pomiarów nierównomierności tarcia powierzchniowego

Średnica Klasa Rowki Płyty niesmarowane Płyty smarowane Siła d0 gładkości hśr a b a b A/r Fn

mm - Lim mm mm - mm mm - kN 10 0,6 8 1,6 6 9,8 5 16,0

1 ^ 4 37,0 2 124,0

Wyniki pomiarów zestawiamy w tabeli 18.10. Należy również sporządzić wykres A,T = f (h ś r ) , gdzie h ś r to średnia wysokość nierówno

ści płyt dociskowych, odpowiadająca poszczególnym klasom gładkości. We wnioskach należy określić wpływ warunków tarcia, tj. różnych współczynników tarcia w kierunkach wzajemnie prostopadłych, na sposób płynięcia odkształcanej próbki.

Część 2. W metodzie stożków Siebela-Pompa do badań użyjemy 5 próbek cylindrycznych o wymiarach doxho = 20x30 mm ze stali miękkiej w gatunku Stl lub 10. Próbki posiadają na swoich powierzchniach czołowych wydrążenia stożkowe o zmiennym kącie nachylenia tworzącej a = 0°, 2°30', 3°30', 4o30', 5°30'.

Po zmierzeniu ich średnicy, próbki ściskamy między płytami stożkowymi o kącie, odpowiadającym kątom próbki, smarując ich powierzchnie czołowe. Próbki ściskamy kolejno, zadając stałą siłę nacisku prasy około 240 kN. Po ściskaniu mierzymy średnice każdej próbki w trzech przekrojach:


- przy powierzchniach czołowych - górnej dg i dolnej dd; - w przekroju środkowym ds.

Wyniki pomiarów zestawiamy w tabeli 18.11. Szukamy przypadku, w którym po ściskaniu próbka nadal będzie posiadała kształt cylindryczny, gdy dg = ds = dd, tj. tylko wtedy kąt tarcia p jest równy kątowi stożka a. Tak więc współczynnik tarcia pomiędzy ściskaną próbką, a matrycami - w warunkach tarcia na mokro, określamy z zależności (5.16).

Tabela 18.11. Pomiar współczynnika tarcia metodą stożków Siebela - Pompa

Lp. a d0 dg ds dd Fn Kształt | Lp.

stopnie mm mm mm mm kN próbki 1 1 0° 30 2 2°30' 30 3 3°30' 30 4 4°30' 30

1 5 5°30' 30

We wnioskach należy uzasadnić zmiany kształtu próbek w zależności od warunków tarcia na powierzchni styku między materiałem a narzędziami odkształcającymi.

Część 3. Metoda zgniatania pierścieni oprócz tego, że jest metodą stosunkowo bardzo prostą i szybką, ma dodatkowo tę zaletę, że pozwala na zadawanie dużych nacisków jednostkowych, co umożliwia wywieranie dużych odkształceń plastycznych. Do badań użyjemy 4 próbek w kształcie pierścieni ze stali miękkiej (gatunek 10) o wymiarach i tolerancjach wymiarowych przedstawionych na rys. 5.6.

Po zmierzeniu wymiarów początkowych próbki wykonujemy operację ściskania. Żądaną wysokość próbki uzyskujemy dzięki zastosowaniu pierścieni dystansowych między płytami ściskającymi prasy. Próbę ściskania prowadzimy kolejno na pierścieniach: niesmarowanym oraz smarowanych - przy użyciu jako środka smarującego: pasty grafitowo-molibdenowej, smaru łożyskowego i proszku mydła sodowego. Pozwoli nam to ocenić wpływ zastosowanego smaru na zmiany wielkości współczynnika tarcia.

Po zgnieceniu mierzymy próbki w trzech miejscach (z dokładnością 0,01 mm), określając średnicę zewnętrzną d z b wysokość h } oraz - przy pomocy specjalnego czujnika, grubość ścianki gi. Pomiary te pozwolą nam określić wielkość średnicy wewnętrznej d w ł ze wzoru d w l = d z l - 2gj. Znając wartość średnicy wewnętrznej i wysokość pierścionka po ściskaniu wyznaczamy wielkość współczynnika tarcia, posługując się nomogramem, opracowanym przez Burgdorf a, a przedstawionym na rys.5.6. Wyniki pomiarów i obliczeń należy zestawić w tabeli 18.12. Wielkość współczynnika tarcia li dla różnych smarów należy przedstawić w formie wykresu słupkowego.

Część 4. Wyznaczenie nierównomierności tarcia metodą klina. W tej części ćwiczenia użyjemy 2 próbek klinowych, wykonanych z aluminium, o kącie nachylenia a = 3° oraz parę płyt ściskających na powierzchni których nacięto równoległe rowki, dające czwartą klasę chropowatości powierzchni, usytuowane raz - wzdłuż pochylenia tworzącej klina, a drugi raz -


poprzecznie do niej. Kliny poddajemy kolejno ściskaniu pomiędzy niesmarowanymi płytami, przy czym raz klin ustawiony jest wzdłuż rowków, drugi raz - w poprzek ich położenia. Kąt a klina można określić z dużą dokładnością na podstawie uprzednio wykonanych pomiarów jego wymiarów początkowych h 1 ? h 2 i L. Przyjmujemy, iż szerokość klina - przed i po odkształceniu, jest wielkością stałą.

Tabela 18.12. Pomiar współczynnika tarcia metodą pierścieni Burgdorfa

Lp. Rodzaj smaru Wymiary

przed ściskaniem Wymiary

po ściskaniu Współ, tarcia Lp. Rodzaj smaru

dz0 go dwo h0 dz, gi dwi h,

Współ, tarcia Lp. Rodzaj smaru

mm mm mm mm mm mm ram mm -1 bez smaru 2 pasta graf.-mol. 3 smar łożysk. 4 proszek mydła

sodowego

Próbka odkształca się, zachowując po zgnieceniu tzw. przekrój neutralny A-A, w którym materiał nie płynie wzdłuż, lecz wszerz próbki. W miejscu, w którym szerokość - po ściskaniu będzie największa, jest umiejscowiona strefa neutralna A-A (rys. 5.5). Znając kąt pochylenia klina a i położenie strefy neutralnej w oparciu o wymiary Xi i x2, możemy wyznaczyć wielkość współczynnika tarcia (wz. 5.24). Pomiary kształtu klina, przed i po ściskaniu, pozwolą wyznaczyć wartość współczynnika tarcia, które zestawiamy w tabeli 18.13.

Tabela 18.13. Współczynniki tarcia w kierunkach wzajemnie prostopadłych

Lp. Pomiar w kierunku

Wymiary klina Współczynnik Lp. Pomiar

w kierunku h, h2 L Xl x2 A/j Lp. Pomiar w kierunku

mm mm mm mm mm -1 2

wzdłużnym poprzecznym

Oznaczając wartość współczynnika tarcia wzdłuż rys - jako \xu oraz w poprzek - jako l i 2 , współczynnik nierównomierności tarcia określamy wzorem

XT=^->\ (18.10)

We wnioskach należy ustosunkować się do wyników metod pomiaru współczynnika tarcia.

18.5. Parametry geometryczno-kinematyczne i siłowe procesu walcowania wzdłużnego

Wymagany zakres wiadomości^ 1) Budowa walcarki duo (rys. 15.1) i kwarto (rys. 6.3) wraz z układem napędowym.

Zakres pytań 9 do 12 dotyczy ćwiczeń laboratoryjnych dla specjalności PPM


2) Wyprowadzenie warunku naturalnego chwytu metalu przez walce i kąt chwytu w różnych warunkach walcowania (podrozdz. 6.3).

3) Schemat strefy odkształcenia i wskaźniki odkształcenia w procesie walcowania (pod-rozdz.6.4).

4) Schemat strefy odkształcenia w procesie walcowania na gorąco (podrozdz. 6.5.1). 5) Prędkość odkształcenia przy walcowaniu (podrozdz. 6.6.1). 6) Zależności analityczne (równania uogólnione) do obliczania wielkości poszerzenia (pod

rozdz. 6.6.2). 7) Pojęcie wskaźnika poszerzenia i jego zależność od różnych czynników walcowniczych

(podrozdz. 6.6.2). 8) Rozkład prędkości na łuku styku metalu z walcem (podrozdz. 6.6.3). 9) Sprężyste spłaszczenie walców przy walcowaniu na zimno (podrozdz. 6.5.2). 10) Wpływ parametrów technologicznych na rozkład naprężenia uplastyczniającego i oporów

płynięcia przy walcowaniu prostym na gorąco (podrozdz. 6.7.1). 11) Układ sił czynnych i momentów obrotowych przy walcowaniu na zimno z naciągami

(podrozdz. 6.7.2). 12) Wpływ układu naciągów osiowych w paśmie na parametry procesu walcowania taśm na

zimno, tj. rozkład średniego nacisku jednostkowego, parametry siłowe i jakość pasma (podrozdz. 6.7.2).

Opis stanowiska badawczego Doświadczalna część ćwiczenia wykonywana jest w laboratoryjnej walcarce:

- duo (|> 200 mm - budowa klatki walcowniczej (rys. 15.1) wraz ze schematem kinematycznym napędu tej walcarki została omówiona w podrozdziale 15.1;

- kwarto L 200 mm, nawrotnej - budowa klatki walcowniczej (rys. 6.3) wraz ze schematem kinematycznym napędu tej walcarki została omówiona w podrozdziale 15.2.

W ramach ćwiczenia określony będzie: 1) Wpływ kształtu strefy odkształcenia na sposób płynięcia oraz wskaźniki odkształceń i wiel

kość swobodnego poszerzenia metalu w strefie odkształcenia przy walcowaniu w walcarce duo <|) 200 mm.

2) Wpływ układu sił osiowych w walcowanym paśmie na parametry siłowe procesu walcowania z naciągami taśm na zimno w walcarce kwarto L 200 mm.

Część 1. Wpływ kształtu strefy odkształcenia na sposób płynięcia w kotlinie walcowniczej. Celem określenia wpływu kształtu strefy odkształcenia na sposób płynięcia oraz wskaź

niki odkształceń i wielkość poszerzenia, należy przygotować próbki, pozwalające na symulację różnych zmian kształtu powierzchni styku. Narzucamy takie warunki tarcia wzdłuż i w poprzek kierunku walcowania, a zatem takie warunki płynięcia metalu w strefie odkształcenia, aby umożliwiły one określenie wpływu zmian szerokości i długości powierzchni styku w strefie odkształcenia. Walcowaniu poddajemy próbki aluminiowe, dobierając - poprzez zmienne ich wymiary geometryczne, różne warunki tarcia na powierzchniach styku, a zatem warunki odkształcenia, w kierunkach wzajemnie do siebie prostopadłych, z których jeden jest równole-


gły do osi walca, a drugi jest do niej prostopadły. Przy określaniu wpływu zmian oporów płynięcia na szerokości powierzchni styku

przyjmuje się próbki o wymiarach b 0xh 0xl 0 = 15(20,25)xl0xl00 mm, czyli o zmiennym współczynniku kształtu przekroju poprzecznego 8P= bo/h0= 1,5- -2,5. Walcowanie prowadzimy ze stałym gniotem względnym e w h = 20% = const, co zapewnia zmniejszanie się wskaźnika 8S

od 0,95 do 0,55. Takie warunki powodują, iż powierzchnia styku ma stałą długość, lecz zmienną szerokość, a zatem zmienne warunki płynięcia na swej szerokości.

Przy określaniu wpływu zmian oporów płynięcia na długości powierzchni styku należałoby przy stałym gniocie e w h =20% zastosować zmienne promienie walców Rw od 50 mm do 185 mm, co wymagałoby kolejnych wymian walców w klatce, będąc uciążliwym w realizacji prób. Dlatego przyjmuje się próbki o wymiarach b 0xh 0xl 0 = 20x10x100 mm, czyli o stałym współczynniku kształtu przekroju poprzecznego 8P = b0/hQ =2 = const.

Walcowanie prowadzimy ze zmiennym gniotem względnym eWh = 15, 25 i 35%, co powoduje, iż wskaźnik 8S = ld/b0 jest rosnący od 0,5 do 0,9. Takie warunki powodują, iż powierzchnia styku ma stałą szerokość, lecz zmienną długość, a zatem zmienne opory płynięcia na długości obszaru styku.

Wszystkie próbki mierzymy dokładnie w trzech przekrojach przed i po walcowaniu. W oparciu o nie (tab. 6.2) obliczamy osiągnięte wielkości gniotu bezwzględnego Ah i względnego 8Wh, kąta chwytu a i długości powierzchni styku ld oraz współczynników gniotu y, poszerzenia P i wydłużenia X. Wyniki pomiarów i obliczeń parametrów geometrycznych i odkształceniowych zestawiono w tabeli 18.14.

Tabela 18.14. Parametry geometryczne i odkształceniowe procesu walcowania prostego przy zmiennym kształcie powierzchni styku

Lp. hD 1 bD | 10 hi b, li Ah a Id 8S X p Y Lp. mm mm mm % rad. mm • - -

1 2 3 4 5 6

Obliczamy również wskaźniki, charakteryzujące wielkość poszerzenia bezwzględnego: - zmierzonego doświadczalnie, Abp = bi - b 0, - określonego teoretycznie wzorami: Wusatowskiego Abw, Sparlinga AbS p i Sandera AbS a

(podrozdz. 6.6.2), dla omawianych przypadków walcowania, należy zestawić w tabeli 18.15. Aby określić wpływ zmiennych oporów płynięcia w strefie odkształcenia na sposób pły

nięcia metalu zestawiamy potrzebne dane (tab. 18.15), odczytując je bezpośrednio z nomogra-mu (rys. 18.3), nie dokonując obliczeń analitycznych.


Tabela 18.15. Poszerzenie w procesie walcowania prostego przy zmiennym kształcie powierzchni styku metalu z walcem

Wskaźniki Numer próbki odkształceń 1 2 3 4 5 6

s P

5S

Abp

Abw

AbSp

AbSa

a) b)

a o,t o* « wskaźn.k L

OS O* 0,7 OS w Wskaźnik Ss=^f-

S= — = 2,0 = const K

Rys. 18.3. Nomogramy zmian poszerzenia bezwzględnego Ab przy różnych kształtach powierzchni styku, uzyskane przy zmianie jej wymiarów na: a - szerokości, b - długości, obliczone teoretycznie wzorami: 1 - Sandera, 2 - Wusatowskiego, 3 - Sparlinga, przy zastosowaniu stałych parametrów: R = 100 mm, próbki Al, \x = 0,15

Na podstawie wyników pomiarów i obliczeń sporządzamy następujące wykresy: - dla próbek nr 1 -3:

y; p; X = f (5P); Abp; Abw; AbSp; AbS a= f (8P) - dla próbek nr 4- 6:

y; p; X = f (8S); Abp; Abw; AbSp; AbS a = f (Ss),


w oparciu o które należy uzasadnić przebieg płynięcia metalu w zależności od kształtu powierzchni styku metalu z walcem roboczym.

Część 2. Parametry siłowe procesu walcowania z naciągami^

Doświadczalna część ćwiczenia Do walcowania stosujemy wyżarzoną taśmę o wymiarach b 0xh 0= 70x0,8 mm ze stali ni-

skowęglowej. Odkształcamy ją z jednakowym gniotem względnym ewh = 50%, zadając zmienne wielkości naciągów w paśmie, wynikające ze specyfiki tej technologii walcowania: - próba 1, walcowanie w klatkach środkowych z małymi naciągami,

gdy Tj = T 0 = 0,2 a p o S0, - próba 2, walcowanie w klatkach środkowych z dużymi naciągami,

gdy Ti = T 0 = 0,4 a p o S0, - próba 3, wchodzenie pasma do klatek początkowych (wstępnych),

gdy Ti = 0,4 a p o S 0 > T 0 = 0,2 a p o S0, - próba 4, wychodzenie pasma z klatek końcowych (wykańczających),

gdy Ti = 0,2 G p o S 0 < T 0 = 0,4 a p o S0. Mierząc wymiary taśmy, przed (h0xb0xl0) i po (h^b^lj) walcowaniu, ustalamy zastoso

wane parametry geometryczne i wielkość zadanych odkształceń, które zestawiamy w tabeli 18.16. Podczas walcowania należy obserwować zachowanie się taśmy podczas jej prowadzenia w klatce, a po wykonanej próbie należy ocenić płaskość walcowanego w tej próbie odcinka oraz jakość kształtu taśmy po walcowaniu. Spostrzeżenia omówić we wnioskach.

Tabela 18.16. Parametry geometryczne przy walcowaniu taśm stalowych na zimno z naciągami

Lp. ho h} | Ah £

wh b0 a R id s d R Id Sd Lp.

mm % mm rad mm mm mm2

mm mm 2 mm 1

2 3 4

Pomiary tensometryczne Opis układu pomiarowego - jego charakterystyka zostanie podana bezpośrednio przed

wykonywaniem ćwiczenia. Odczyt zarejestrowanych wielkości - w trakcie walcowania rejestrujemy: siłę nacisku

metalu na walec Fp oraz momenty skręcające na: łączniku walca M o p i wałach napędowych: rozwijarki M s o i zwijarki Ms\. Z zarejestrowanych oscylogramów odczytujemy średnie wychylenia X przy pomiarze danego parametru. Bezwzględne ich wielkości można obliczyć, znając stałe pomiarowe C danego toru pomiarowego (uwzględniające stałe czujnika tensometryczne-go i stałe rejestracji), następującymi wzorami, zestawiając je w tabeli 18.17.

Część doświadczalna wykonywana jest na ćwiczeniach laboratoryjnych dla specjalności PPM


Tabela 18.17. Parametry siłowe zmierzone aparaturą tensometryczną

Lp. C F , kN/mm C M o , Nm/mm C M I , kN/mm Cmd? Nm/mm v D , mm/s 1

Lp. x F F p XMO M s o

XM1 M s l X M M 0 D XM FRRZW n w

Lp. mm kN mm Nm mm Nm mm Nm mm obr obr/min 1

1 2 3 4

Opracowanie wyników badań Do analizy końcowej wpływu układu sił naciągów na parametry procesu walcowania i

jakość odkształcanej na zimno taśmy, zachodzącego przy stałej grubości taśmy g 0 = const i niezmiennej szczelinie między walcami s = const, należy wykonać wykresy słupkowe (rys. 18.4) zmian:

a) GRUBOŚĆ GO = 0,9 MM

b)

300 I

250

ta 200 9

isk

150

NAC

100 JS 50 Ć/3

0

d)

1 j Ul

Z 0,8 0,8

% 0,6

NT

0,4 s 0,2 O 0,2 0,2

0 -

Rys. 18.4. Wykresy słupkowe zmian: a - grubości pasma h^; b - naprężenia uplastyczniającego stali a p ; c - pionowej siły nacisku F p ; d - momentu obrotowego M w t ; w zależności od układu sił naciągów w czasie walcowania taśm na zimno

grubości pasma hx=f (układu sił naciągów), naprężenia uplastyczniającego stali a p = f (układu sił naciągów), pionowej siły nacisku Fp = f (układu sił naciągów), momentu obrotowego M w t = f (układu sił naciągów),


przy czym jako układ sił naciągów przyjmujemy układ z kolejnych prób walcowania. We wnioskach z tej części ćwiczenia należy omówić rolę i wpływ naciągów na zmiany

wielkości parametrów siłowych procesu walcowania z naciągami taśmy stalowej na zimno oraz jej jakość, uzasadniając teoretycznie otrzymane wyniki.

Analityczna część ćwiczenia** Przy walcowaniu na zimno z naciągami zmienia się wielkość wielu parametrów techno

logicznych, a mianowicie: - powierzchnia styku metalu z walcem, - naprężenie uplastyczniające stali, - naprężenia średnie, - parametry siłowe.

Powierzchnia styku metalu z walcem - uwzględniająca spłaszczenia walców. Promień walca spłaszczonego obliczamy wzorem Hitchcocka (6.20), w którym przyjmuje się: - R - promień walca sztywnego, R = 50 mm, - Fb = Fp/b, siła nacisku, przypadająca na szerokość 1 mm walcowanego pasma, ustalona

doświadczalnie, kN/mm. Wobec tego długość rzutu łuku styku metalu lc z walcem stalowym oblicza się wzorem

(6.21), a powierzchnię ich styku zależnością S d = b l c (18.11)

Wyniki tych obliczeń zestawiono także w tabeli 18.16. Naprężenie uplastyczniające stali - z uwzględnieniem jej umocnienia na zimno. Do ob

liczeń wykorzystuje się krzywą umocnienia typu: a p x = a° +a1£^v

2

hx , przy czym podstawowe

dane dla kilku wybranych gatunków stali podano analitycznie - tabela 18.18, oraz graficznie -

rysunek 18.5, dla stali niskowęglowej, tj. funkcję: a p x = f whx określoną do

świadczalnie.

Tabela 18.18. Współczynniki krzywych umocnienia stali węglowych

Gatunek stali aDO, MPa a h MPa a2,-08 300 702 0,48 10 300 562 0,64 St2 300 532 0,62 45 300 790 0,40 (I

Naprężenia średnie - znajomość naprężenia uplastyczniającego stali umożliwia obliczenie dla każdego przepustu, wykonanego z różną wielkością naciągów, następujących danych: - średnie naprężenie uplastyczniające (wzór 6.64), - naprężenie przeciwciągu (wzór 6.65),

* Część analityczna wykonywana jest na ćwiczeniach laboratoryjnych dla specjalności PPM


- naprężenie naciągu (wzór 6.66), - średni nacisk jednostkowy (wzór 6.67), obliczanych przy przyjęciu: - Rb - promień bębna rozwijarki i zwijarki, Rb = 300 mm - n - ilość zwojów nawiniętych na bęben rozwijarki, lub zwijarki.

Gniot względny, ewf,

Rys. 18.5. Doświadczalna krzywa umocnienia stali niskowęglowej, z której wykonano taśmę, stosowaną w badaniach

Tabela 18.19. Wyniki obliczeń analitycznych naprężeń i momentów podczas walcowania taśm na zimno z naciągami 1 Naprężenia:

1 Lp.

Go Pśr T0 Ti AT

1 MPa kN i 3 4 Momenty:

Lp. aF aj Ki MM

i V A wt Mwt Mtl Mst Uwagi

mm kNm 1

1 2

1 3 1 4 Parametry siłowe - przy walcowaniu taśm na zimno, przy zastosowaniu naprężeń w

walcowanym materiale, występują następujące siły: pionowa nacisku metalu na walec F p oraz poziome: naciągu Tj i przeciwciągu T0, wywołujące odpowiednie momenty (rys. 6.24). Po-


szczególne składowe siły, dające moment obrotowy w stosunku do osi walca roboczego można zdefiniować wzorami (6.54 do 6.67), podanymi w rozdziale 6.7.2.

Wyniki przeprowadzonych obliczeń należy zestawić w tabeli 18.19. We wnioskach z tej części ćwiczenia należy scharakteryzować rolę i wpływ naciągów na

zachodzące zmiany wielkości parametrów siłowych procesu walcowania z naciągami taśm na zimno, uzasadniając teoretycznie otrzymane wyniki.

18.6. Parametry technologiczne procesu walcowania skośnego tulei rurowych

Wymagany zakres wiadomości** 1) Schemat technologiczny produkcji rur bez szwu lub ze szwem (podrozdz. 7.1). 2) Zastosowanie walcarki skośnej w linii do wytwarzania rur ze szwem (podrozdz. 7.2). 3) Budowa zespołu walcowniczego walcarki skośnej (podrozdz. 15.1; rys. 15.1). 4) Regulowanie parametrów technicznych i walcowniczych w rejonie walcarki skośnej (pod

rozdz. 15.1). 5) Kalibrowanie narzędzi odkształcających walcarki skośnej (podrozdz. 7.3). 6) Pomiary tensometryczne: budowa czujnika i toru pomiarowego, sposób obliczania stałych

czujnika i opracowania wyników pomiarów (podrozdz. 16.1). 7) Warunek chwytu pierwotnego i wtórnego przy walcowaniu skośnym (podrozdz. 7.4). 8) Schemat strefy odkształcenia w walcarce skośnej: charakterystyczne jej przekroje i ich rola

przy odkształcaniu (podrozdz. 7.6). 9) Wielkość podania metalu w walce (podrozdz. 7.6). 10) Współczynniki prędkości w strefie odkształcenia (podrozdz. 7.7). 11) Rodzaje odkształceń przy walcowaniu skośnym (podrozdz. 7.5). 12) Przyczyny i przebieg parametrów skręcenia zewnętrznych warstw metalu przy walcowaniu

skośnym w strefie odkształcenia i na gotowej tulei rurowej (podrozdz. 7.8).

Opis stanowiska badawczego Laboratoryjny zespół walcowniczy (podrozdz. 15.1) przeznaczony jest do wykonania prób

walcowania w walcarce skośnej, przy przebijaniu pełnych kęsów lub wydłużaniu grubościen-nych tulei rurowych. Pozwala on na realizację prób doświadczalnych w warunkach laboratoryjnych. W układzie pomiarowym, zainstalowanym w układzie mechanicznym walcarki ( r o z a z .

J6), wyróżniamy czujniki tensometryczne i mechaniczne do p o m i a r u o d p o w i e d n i e g o p a r a

metru. Wszystkie sygnały elektryczne są skierowane przez podstawową aparaturę przetwarzającą - PAP i rejestrowane w sposób ciągły wielokanałowym oscylografem pętlicowym - R, pracującym z zapisem bezpośrednim, lub komputerem, pozwalającym na matematyczną obróbkę, zarejestrowanych przebiegów mierzonych parametrów. W trakcie walcowania rejestrujemy siły nacisku metalu na: walec roboczy Fp, główkę dziurującą F g i prowadnicę tarczową Ft

oraz moment skręcający na łączniku walca M o w. Z zarejestrowanych oscylogramów odczytujemy średnie - na odcinku ustalonego procesu odkształcenia, wychylenia X przy pomiarze

} Zakres wiadomości dla kierunku Metalurgia obejmuje pytania 1 do 8, a dla specjalności PPM - także pozostałe


danego parametru: Bezwzględne ich wielkości można obliczyć, znając stałe pomiarowe C danego toru pomiarowego (uwzględniające stałe czujnika tensometrycznego i stałe rejestracji) wzorami, zestawionymi w rozdziale 16.

Program badań Laboratoryjne badania dziurowania kęsów stalowych mogą być wykonane przy symulacji

wpływu j ednego z czynników walcowniczych, j akimi mogą być: - czynniki walcownicze, dobierane jako zmienne podczas badań:

• kąt zukosowania walca P = 7°, 10°, 13° i 16°, przy 8C= 16%, r g= 18 mm i m = 35 mm, lub

• gniot w części cylindrycznej walców 8C = 10%, 16%, 22% i 28%, P = 10°, r g= 18 mm i m = 35 mm, lub

• promień główki dziurującej rg = 16, 17, 18 i 19 mm, przy 5C = 16%, p = 10° i m = 35 mm, lub

• wysunięcie główki dziurującej m = 15, 25, 35 i 45 mm, przy 8C= 16%, p = 10° i r g= 18

- pozostałe parametry, przyjmowane jako niezmienne podczas badań: • walec roboczy: Rw c = 105 mm, lc = 10 mm, = a 2

= 3°30,8 = 0°, • kęs dziurowany: rk = 30 mm, lk=170 mm, • główka dziurująca: K s g =3,5, • inne parametry: %c= 1,05; f = 0,35; n w = 60 obr./min.

Obliczenia analityczne parametrów strefy odkształcenia**

Określenie długości strefy odkształcenia Strefa odkształcenia jest sumą odcinka dziurowania ld i odcinka rozwalcowania lr, przy

czym ich długość określa się analitycznie (wz. 7.9). Okreśłenie odkształceń podstawowych

W procesie dziurowania w walcarce skośnej występują zasadnicze odkształcenia w kierunkach wzajemnie prostopadłych (podrozdz. 7.5).

Odkształcenia zastępcze: jednorodne (wz. 7.4) i niejednorodne (wz. 7.5), podane w głównych składowych logarytmicznych, wyraża się odpowiednimi wzorami (podrozdz. 7.5). Okreśłenie współczynników prędkości

Układ pomiarowy laboratoryjnej walcarki skośnej umożliwia także pośrednie określenie wielkości, które są danymi wyjściowymi do obliczania rzeczywistych parametrów kinematycznych procesu. W oparciu o zarejestrowane oscylogramy (rys. 16.4) określa się na odcinku ustalonego procesu x u , odpowiadającego czasowi t u= x u / v p , rzeczywistą liczbę obrotów: walca n ^ oraz główki n^g. Wielkości te pozwalają obliczyć rzeczywistą prędkość obrotową w obr./min.: - kęsa-tulei, przyjmując, iż nk = n g

mm,

n rzg (18.12)

Część analityczna wykonywana jest na ćwiczeniach laboratoryjnych dla specjalności PPM


walca roboczego n 60v

rzw n w = ^ n r z w (18.13)

- stosunek tych prędkości w procesie ustalonym n k / n w = n r z g / n r z w O 8 ' 1 4 )

Dane te także umożliwiają obliczenie - w oparciu o dane doświadczalne, odpowiednich współczynników prędkości na wyjściu ze strefy odkształcenia wzorami: - osiowej (tm - czas maszynowy dziurowania t m = xm/vp)

t £ = 3 Q

^+ 1

r+ 1

t > (18.15) 7iR w y n w sinpt m

- stycznej

t , J = £ 3 l h ( 1 8 . 1 6 )

n w R w t cosp Współczynnik prędkości osiowej na wyjściu ze strefy odkształcenia - w oparciu o wzór

teoretyczny, można obliczyć zależnością podaną przez Plackowskiego [61] ^ = ^ f ( l n p + 0 , 0 5 8 g i ) (18.17)

2 g r g

natomiast nie ma wiarygodnego wzoru teoretycznego do obliczenia prędkości stycznej na wyjściu ze strefy odkształcenia. Określenie wskaźników siłowych procesu 1. Parametry procesu odkształcenia plastycznego

- temperatura dziurowania: T = 1250°C, - stopień odkształcenia jest równy zastępczemu odkształceniu jednorodnemu

e H ^ = l - ^ (18.18) gk dk

- prędkość odkształcenia

^ _ Ł H ~ ^A imax 1 Ak „ wy

. r k y n w n 0 sinp (18.19)

2. Naprężenie uplastyczniające stali a p jest wielkością, uzależnioną w przeróbce plastycznej na gorąco od rodzimych cech metalu (składu chemicznego, struktury, wielkości ziarna) oraz wielkości cieplno-mechanicznych danego procesu odkształcenia plastycznego (czyli: stopnia C j , prędkości i temperatury T odkształcenia, w której on zachodzi), obliczane np. wzorem Hajduka [47]

a p = f ( C , 8 i , £ i , T ) = 9,81A0,66c10Dapo( T j {lOs.f(OA^f (18.20)

gdzie: parametry A, B, C i D uzależnione są od gatunku odkształcanej stali rurowej. 3. Wskaźniki parametrów siłowych


Dla analizy porównawczej parametrów siłowych można określać względne wskaźniki: sił nacisków i momentów obrotowych (podrozdz. 7.9). Wyniki przeprowadzonych pomiarów i obliczeń należy zestawić w tabeli 18.20.

Tabela 18.20. Parametry procesu walcowania dziurującego pełnych kęsów ze stali rurowej w dwuwalcowej walcarce skośnej Dieschera

Nr Parametr var.

Pomiary wsadu/tulei: Wyniki pomiarów z oscylogramu: Nr Parametr

var. do 10 dt gt lt vD rzw T n w Nr Parametr var.

mm mm mm/s obr. S obr./min. 1 2 3

Nr Parametr var.

Wyniki obliczeń analitycznych i pomiarowych:

Nr Parametr var.

o p F w Ft M0 K F W K F T Kfm

Uwagi: Nr Parametr var.

mm MPa kN kNm kN/MPa kNm/ MPa

Uwagi:

1 2 3

W sprawozdaniu należy wykonać analizę wielkości (bezwzględnych i względnych) parametrów siłowych w zależności od zastosowanych czynników walcowniczych lub badanego gatunku stali na rury.

18.7. Analiza operacji kucia swobodnego

Wymagany zakres wiadomości 1) Charakterystyka i zakres procesu kucia swobodnego (podrozdz. 8.1). 2) Maszyny stosowane do kucia swobodnego (podrozdz. 8.2). 3) Narzędzia stosowane do kucia swobodnego (podrozdz. 8.3). 4) Rodzaje i kształty materiału wsadowego (podrozdz. 8.4). 5) Wpływ stopnia przekucia na własności mechaniczne odkuwek (podrozdz. 8.5). 6) Wpływ metod kucia na własności mechaniczne odkuwek (podrozdz. 8.5). 7) Zasady spęczania swobodnego (podrozdz.8.6.1). 8) Definicja posuwu względnego i jego wpływ na wydłużenie (podrozdz. 8.6.2). 9) Metody przebijania (podrozdz. 8.6.3). 10) Nacisk prasy przy spęczaniu i wydłużaniu (podrozdz. 8.6.1/2). 11) Technologia kucia swobodnego - przykład (podrozdz. 8.7). 12) Kucie półswobodne odkuwek (podrozdz. 8.8).

Praktyczna część ćwiczenia 1) Teoretyczne i doświadczalne wyznaczenie nacisku prasy przy spęczaniu. 2) Ocena wpływu kształtu próbki na parametry siłowe procesu spęczania. 3) Wyznaczenie nacisku prasy przy wydłużaniu.


4) Określenie wpływu posuwu względnego na charakter odkształcenia próbki podczas wydłużania.

5) Modelowanie procesu spęczania i wydłużania w oparciu o program FORM2D.

Opis wykonania ćwiczenia Ćwiczenie wykonuje się na maszynie wytrzymałościowej ZD 100 (rys. 15.2). Część 1. Do pierwszej części ćwiczenia przygotowuje się trzy próbki aluminiowe (lub ze

stopu aluminium) o podstawie: koła, kwadratu i prostokąta. Sposób pomiaru wymiarów próbek pokazano na rysunku 18.6, a zestawiono je w tabeli 18.20. Wymiary próbek dobiera się tak, by wysokości i powierzchnie przekroju poprzecznego były jednakowe. Wszystkie próbki poddajemy spęczaniu z gniotem Ah = 7 mm. W czasie odkształcania rejestrujemy wielkość siły nacisku prasy Fp (w chwili uzyskania wyznaczonego gniotu).

Rys. 18.6. Kształt i wymiary próbek stosowanych do spęczania

Próbki po spęczaniu przyjmują kształt baryłkowaty w wyniku działania tarcia między narzędziem i odkształcanym materiałem. Z tego względu po zakończeniu odkształceń mierzymy wysokości próbek h, zaś pozostałe wymiary określamy z zasady stałej objętości. Dla próbki o podstawie prostokąta dodatkowo uwzględnia się warunek ao/bo= a/b.

Średni nacisk jednostkowy wyznacza się ze wzoru (8.10), przy czym współczynnik k zależny jest od kształtu próbki i wynosi dla próbek o podstawie: koła-okręgu (wz. 8.11), kwadratu a x a (wz. 8.12) i prostokąta a x b (a >b) - (wz. 8.13).

Współczynnik tarcia \x w podanych wzorach przyjmuje się dla aluminium lub jego stopów na podstawie wyników uzyskanych doświadczalnie (podrozdz. 18.4). Wartość naprężenia uplastyczniającego a p odczytuje się z krzywej umocnienia (rys. 18.16), przyjmując gniot pro-

centowy jako s w h =— 100, %. Znając wartość średniego nacisku jednostkowego oblicza h o

się całkowity teoretyczny nacisk prasy (wz. 8.9). Uzyskane wyniki siły obliczonej Ft porównuje się z danymi doświadczalnymi Fp, zapisu

jąc je w tabeli 18.21.


Tabela 18.21. Wyniki badań procesu spęczania próbek o zmiennym przekroju poprzecznym

Kształt przekroju

próbki

Wymiary próbek, mm Parametry: Kształt przekroju

próbki początkowe końcowe s k

£wh Ot, Pśr F, Kształt

przekroju próbki ao b 0 lo a k b k lk mm 2 % MPa kN koło 30,0 - 26,6

kwadrat 26,6 26,6 26,6 prostokąt 15,0 47,1 26,6

Należy ocenić wpływ kształtu próbki na wielkość siły nacisku prasy przy spęcza-niu oraz przyczyny ewentualnych rozbieżności między wynikami teoretycznymi i empirycznymi. Wykorzystując obliczenia modelowe procesu spęczania wykonane programem FORM2D, należy przeprowadzić analizę rozkładu odkształceń, naprężeń i siły w kolejnych etapach spęczania próbek o zmiennej podstawie: okrągłej, kwadratowej i prostokątnej.

Na rysunku 18.7 pokazano rozkład odkształceń linii siatek naniesionych w przekroju osiowym próbki o podstawie kwadratu spęczanej z całkowitym założonym gniotem Ah = 7 mm oraz rozkład intensywności odkształcenia przy tym sa-

Rys. 18.7. Rozkład linii siatek prostokątnych (a) i mym gniocie. Należy także porównać intensywności odkształcenia (b), obli- otrzymane wyniki z obliczeniami wykona-czony numerycznie dla próbki o pod- n y m j ¿lá procesu spęczania na gorąco stawie kwadratowej wlewka stalowego o masie 50 Mg.

Część 2. W drugiej części ćwiczenia wydłuża się dwie próbki wykonane z ołowiu o wymiarach 20x20x100 mm. Kucie wykonuje się w kowadłach płaskich o szerokości 20 mm przy pomocy prasy, stosując w obydwóch przypadkach jednakową wysokość końcową odkuwki wydłużonej (zadając gniot e w h = 50%), lecz różny posuw względny lw. Schemat wydłużania pokazano na rysunku 18.8. Posuwem bezwzględnym lp nazywamy przesunięcie wzdłużne materiału po kowadle przed każdym kolejnym naciśnięciem górnym kowadłem prasy. Posuw jest mniejszy od szerokości kowadła.

Natomiast posuwem względnym l w nazywamy stosunek posuwu bezwzględnego lp do wysokości h 0 wydłużanego materiału (wz. 8.24). Jak wykazują badania, jeżeli l w < 0,4 - występuje niedokucie środka wydłużanego pręta w stosunku do pozostałego przekroju, a odkształcona część metalu ma kształt wklęsły. Jeżeli l w > 0,6 - wówczas boczne ścianki wydłużanej części pręta mają kształt baryłkowaty. Najkorzystniejsze efekty wydłużania uzyskuje się,


gdy 0,4 < l w

względnego 1 0,6. Doświadczenie należy wykonać dla dwóch różnych wartości posuwu

W obydwu przypadkach wydłużanie odbywa się jako jednostronne (bez obracania), a cały proces realizuje się w sześciu kolejnych naciskach prasy, stosując stałą wartość gniotu względnego ew h. W końcowej fazie każdego odkształcenia należy rejestrować siłę nacisku prasy. Po zakończeniu prób należy zmierzyć długość 1 i szerokość b m i n oraz b m a x odkształconej części próbki. Dla obydwóch przypadków oblicza się wielkość współczyn-

; b ś r / b 0 i wydłu-

Rys. 18.8. Schemat procesu wydłużania w kowadłach płaskich

ników: poszerzenia P = żenią X (wz. 8.20). Średnią szerokość próbki po odkształceniu oblicza się ze wzoru b ś r = ( b m i n + b m a x ) / 2 .

Wyniki pomiarów i obliczeń należy zestawić w tabeli 18.22.

Tabela 18.22. Wyniki pomiarów odkształceń w procesie wydłużania

Nr próbki

Początkowe wymiary próbek

Posuw Końcowe wymiary poprzeczne

próbek

Długość odkształ

cona

Współczynnik Nr

próbki

Początkowe wymiary próbek bezwz

ględny wzglę

dny

Końcowe wymiary poprzeczne

próbek

Długość odkształ

cona wydłużenia

poszerzenia Nr

próbki h0 bo lo lo lw h bmin bmax Ir

1 X

Nr próbki

mm mm - mm mm -1 2

Na podstawie wyników z tabeli 18.22 należy sporządzić wykres słupkowy zmiany współczynników: poszerzenia P i wydłużenia X dla obydwóch przypadków przyjętego posuwu względnego i przeprowadzić analizę uzyskanych zależności.

Następnie należy obliczyć nacisk prasy potrzebny do wydłużania w kowadłach płaskich, stosując zależność (8.28), przy czym dla ołowiu w temperaturze pokojowej przyjmuje się g p = Rm t = 20 MPa.

Ponieważ każdy pojedynczy nacisk kowadeł na metal w procesie wydłużania można traktować jako proces spęczania prostokąta, z tego względu k = kp - według zależności (8.29) podanego w pierwszej części ćwiczenia.

Powierzchnię kotliny odkształcenia S należy obliczyć dla ostatniego etapu odkształcenia w każdym pojedynczym przesuwie materiału w kowadłach (S = b ś r a), gdzie a = l/n (n - liczba kolejnych przesunięć przy wydłużaniu).

Wyniki pomiarów należy zestawić według wzoru podanego w tabeli 18.23.


Tabela 18.23. Nacisk prasy przy wydłużaniu w kowadłach płaskich

Nr próbki

Średnia szerokość

próbki

Długość jednego

wydłużenia


Współczynnik kształtu kotliny odkształcenia

Średni nacisk jednostkowy

Powierzchnia prostopadła do kierunku siły

nacisku

Siła

Nr próbki

Średnia szerokość

próbki

Długość jednego

wydłużenia


Współczynnik kształtu kotliny odkształcenia

Średni nacisk jednostkowy

Powierzchnia prostopadła do kierunku siły

nacisku zmierzona obliczona Nr

próbki bśr a X Pśr S FD

Nr próbki

mm mm - - MPa m m 2 kN 1 2

We wnioskach przeprowadzić analizę uzyskanych wyników. Wykorzystując obliczenia modelowe procesu wydłużania wykonane programem

FORM2D, należy przeprowadzić analizę rozkładu odkształceń, naprężeń i siły w kolejnych etapach wydłużania próbek z różnymi posuwami względnymi. Na rysunku 18.9 podano przykład rozkładu odkształceń linii siatek naniesionych w przekroju osiowym próbki wydłużanej z posuwem względnym l w = 0,6 i założonym gniotem całkowitym Ah = 10 mm dla kilku kolejnych przesunięć na kowadle. Należy zwrócić uwagę na maksymalny dopuszczalny posuw względny dla danej szerokości kowadeł w celu zapobiegania nierówności materiału wydłużanego. W oparciu o symulację komputerową programem FORM2D procesu wydłużania dużych wlewków stalowych na gorąco należy przeprowadzić analizę porównawczą dopuszczalnego zakresu posuwu względnego z uwzględnieniem wymaganego odkształcenia w osi wlewka.

Rys. 18.9. Odkształcenie siatek prostokątnych w kilku kolejnych odkształceniach: nacisk 1 (a), nacisk 2 (b) i nacisk 3 (c) przy wydłużaniu w kowadłach płaskich

18.8. Parametry procesu kucia matrycowego

Wymagany zakres wiadomości 1) Charakterystyka procesu i metod kucia matrycowego (podrozdz. 9.1). 2) Rodzaje maszyn do kucia matrycowego (podrozdz. 9.2).


3) Dobór wielkości maszyny do kucia matrycowego (podrozdz. 9.6). 4) Konstrukcja matryc (podrozdz. 9.3). 5) Konstrukcja i rola wypływki (podrozdz. 9.3). 6) Kinematyka płynięcia metalu przy kuciu w matrycach otwartych (podrozdz. 9.4.1). 7) Kinematyka płynięcia metalu przy kuciu w matrycach zamkniętych (podrozdz. 9.4.2). 8) Metody wypełniania wykroju matrycy (podrozdz. 9.5). 9) Dobór wykrojów pomocniczych (podrozdz. 9.5.1). 10) Klasyfikacja wykrojów do kucia matrycowego na młotach i w prasach (podrozdz. 9.5.1). 11) Metody obliczania objętości wsadu (podrozdz. 9.5.2).

12) Opracowanie rysunku odkuwki kutej w matrycach otwartych (podrozdz. 9.5.2).

Praktyczna część ćwiczenia 1. Ocena wpływu objętości wsadu na wypełnienie wykroju matrycy. 2. Teoretyczne i doświadczalne wyznaczenie nacisku prasy przy kuciu w matrycy otwartej. 3. Analiza kinematyki płynięcia metalu w procesie kucia bezwypływkowego. 4. Wpływ konstrukcji matrycy na wypełnienie wykroju w procesie kucia bezwypływkowego. 5. Modelowanie procesu kucia w matrycach otwartych i zamkniętych w oparciu o program

FORM2D. Opis wykonania ćwiczenia

Ćwiczenie wykonuje się na maszynie wytrzymałościowej ZD 100 (rys. 15.2). Część 1. Do pierwszej części ćwiczenia przygotowuje się trzy próbki ołowiowe o średni

cy d0 = 35 mm i wysokości h 0 = 25, 30 i 35 mm. Wymiary próbek dobrano tak, by odkuwka wykonana w wykroju matrycy, pokazanym na rysunku 18.10, miała odpowiednio: pewne niewypełnienie, wypływkę optymalną i wypływkę z magazynkiem.

Przed przystąpieniem do odkształcania należy obliczyć objętość odkuwki na podstawie wymiarów wykroju. Następnie obliczyć procentowy nadmiar wsadu w stosunku do nominalnej objętości odkuwki. W czasie odkształcania rejestruje się wielkość nacisku Fp prasy do momentu zakończenia ściskania. Po zakończeniu odkształcania mierzymy wszystkie średnice i wysokości odkuwek, porównując je z kształtem i wymiarami wykroju matrycy.

Siłę nacisku prasy wyznacza się teoretycznie z zależności (9.5), w którym: rjp - naprężenie uplastyczniające materiału (dla

ołowiu w temperaturze otoczenia przyjmuje się 20 MPa), S - powierzchnia odkuwki w płaszczyźnie podziału matryc (bez wypływki) q - parametr obliczany (wz. 9.6),

Rys. 18.10. Kształt wykroju matrycy otwartej: 1 - matryca górna, 2 - matryca dolna, 3 - wypychacz


Uzyskane wyniki porównuje się z danymi doświadczalnymi i zestawia w tabeli 18.24.

Tabela 18.24. Wyniki pomiarów parametrów kucia w matrycy otwartej

Nr

Wymiary próbki

Podstawowe wymiary odkuwki

Wymiary wypływki

Pole przekroju odkuwki

Współcz. kształtu odkuwki

Siła nacisku prasy przy

kuciu do h0 hmax dmax d h li h S q Ft

mm mm mm mm 2 kN | 1 35 25 2 35 30

II 3 35 35

Podstawowe wymiary wypływki z magazynkiem - w matrycy górnej i dolnej, podano na rysunku 9.7c.

Na podstawie uzyskanych wyników należy ocenić wpływ wymiarów wsadu na wypełnienie wykroju, kształt i wymiary wypływki oraz wielkość siły nacisku prasy.

W oparciu o obliczenia numeryczne procesu kucia w matrycach otwartych (z wypływką) należy przeprowadzić analizę wypełnienia wykroju w kolejnych etapach kucia, rozkładu linii płynięcia materiału, rozkładu odkształceń, prędkości odkształcenia, naprężeń średnich i na powierzchni wykroju matrycy oraz siły i pracy kucia oraz obszarów, w których istnieje możliwość powstawania wad odkuwek (zakuć). Przykład rozkładu linii płynięcia materiału oraz naprężeń na powierzchni wykroju obliczony programem FORM2D dla wsadu o wysokości 30 mm podano na rysunku 18.11.

Część 2. W drugiej a) b) części ćwiczenia wykonuje

się kucie w matrycy zamkniętej (bez wypływki) o konstrukcji, pokazanej na rysunku 18.12. Konstrukcja matrycy pozwala na ciągłą obserwację wypełnienia wykroju. Stemple 4 i 5 są wymienne, dzięki czemu można zmieniać położenie denka odkuwki. Wymiary stempla dobrano tak, by zachować stałą objętość odkuwki. Kształt i wymiary wsadu dobiera się według wytycznych kucia w matrycach zamkniętych.

Rys. 18.11. Rozkład linii płynięcia (a) i naprężeń na powierzchni wykroju (b) dla próbki o wysokości 30 mm - obliczenia wykonano programem FORM2D


Rys. 18.12. Konstrukcja matrycy zamkniętej: 1 - obudowa matrycy, 2 - matryca górna, 3 - matryca dolna, 4 - stempel górny, 5 - stempel dolny

Próbki (5 sztuk), w kształcie prostopadłościanów, mają szerokość b = 20 mm. Pozostałe dwa wymiary: długość 1 i wysokość h należy dobrać z warunku stałej objętości na podstawie wymiarów wykroju matrycy, stosując zasady doboru wsadu podane w podrozdziale 9.5. Materiałem wsadowym jest dwu-barwna modelina lub inny materiał o podobnych własnościach plastycznych i fizycznych. Zamiast dwubarwnej modeliny, można stosować próbki z naniesioną siatką na powierzchni bocznej (hxl). Materiał, z którego wykonana jest matryca pozwala obserwować odkształcenia warstw lub siatki w trakcie całego procesu kucia. Każdą kolejną próbkę odkształca się po zmianie położenia denka w stosunku do zamka matrycy, stosując wymienne stemple o różnych wymiarach. Kształt i wymiary próbki w dwóch kolejnych etapach wypełniania wykroju pokazano na rysunku 18.13.

Wpływ konstrukcji matrycy na wypełnienie wykroju mierzy się wielkością niewypełnienia naroży (rys. 18.13). Wyniki pomiarów należy zestawić według tabeli 18.25. Na podstawie uzyskanych wyników wykonać wykres wypełnienia wybranego naroża (a, b lub c) w funkcji współczynnika położenia denka w stosunku do zamka. Wartość tego współczynnika zmienia się od Odo 1.

Analizę kinematyki płynięcia materiału w procesie kucia należy wykonać w oparciu o przemieszczenie się poszczególnych warstw lub siatek na powierzchni bocznej odkuwki. Sporządzić szkic próbki po odkształceniu z uwzględnieniem położenia linii poziomych (dla próbek przed odkształceniem). W oparciu o wyniki badań ustalić najkorzystniejszą konstrukcję matrycy.

W oparciu o obliczenia modelowe wszystkich wariantów położenia denka w wykroju matrycy podczas procesu kucia w matrycach zamkniętych (bez wypływki), wykonane programem FORM2D, należy przeprowadzić analizę wypełnienia wykroju w kolejnych etapach kucia, rozkładu linii płynięcia materiału, rozkładu odkształceń, prędkości odkształcenia, naprężeń średnich i na powierzchni wykroju matrycy oraz siły i pracy kucia. Należy ustalić optymalny kształt wykroju i warunków tarcia powierzchniowego, dla którego nie zachodzi płynięcie materiału w obszar zamka. W oparciu o wykres droga odkształcenia - siła kucia wyodrębnić kolejne etapy wypełniania wykroju matrycy. Przykład linii płynięcia i wypełnienia wykroju dla dwóch różnych kształtów matrycy zamkniętej podano na rys. 18.14.

Rys. 18.13. Schemat wypełniania wykroju matrycy zamkniętej


Tabela 18.25. Wyniki pomiarów parametrów kucia w matrycy zamkniętej

Nr 1 próbki

Wymiary wsadu Wymiary przedkuwki Wymiary odkuwki | Nr

1 próbki b0 ho 10 hi ai b, Cl Ah \ a k bk ck | Nr 1 próbki

mm mm mm 1 1 20 2 20 3 20 4 20

I 5 20

Rys. 18.14. Wypełnienie wykroju i zamka matrycy zamkniętej dla różnych przypadków położenia denka: a - górne, b - pośrednie. Symulacja programem FORM2D

18.9. Parametry procesu wyciskania przeciwbieżnego

Wymagany zakres wiadomości 1) Zalety i wady procesu wyciskania w porównaniu do innych procesów przeróbki plastycz

nej (podrozdz. 10.1). 2) Klasyfikacja metod i opis procesu wyciskania (podrozdz. 10.2). 3) Rozkład naprężeń i odkształceń w procesie wyciskania (podrozdz. 10.3). 4) Strefy martwe w procesie wyciskania współbieżnego i przeciwbieżnego (podrozdz. 10.3). 5) Stopień i prędkość odkształcenia w procesie wyciskania (podrozdz. 10.4.1/2). 6) Wpływ tarcia i konstrukcji narzędzi na rozkład odkształceń w procesie wyciskania (pod

rozdz. 10.4.3). 7) Przebieg siły nacisku w stadiach procesu wyciskania (podrozdz. 10.5). 8) Określenie siły nacisku przy wyciskaniu (podrozdz. 10.5). 9) Podstawowe zasady opracowania procesu wyciskania do wytwarzania detali maszyn (pod

rozdz. 10.6.1). 10) Konstrukcja narzędzi do wyciskania (podrozdz. 10.6.2). 11) Wyciskanie hydrauliczne (podrozdz. 10.6.3). 12) Przykłady technologii wyciskania różnych wyrobów (podrozdz. 10.6.4).

18. Przebieg prób laboratoryjnych

Praktyczna część ćwiczenia 1. Wyznaczenie zależności między długością części kalibrującej stempla, a siłą wyciskania

przeciwbieżnego. 2. Ocenę wpływu kształtu czoła stempla na parametry siłowe procesu wyciskania przeciw

bieżnego. 3. Modelowanie procesu wyciskania przeciwbieżnego w oparciu o obliczenia numeryczne.

Opis wykonania ćwiczenia Ćwiczenie wykonuje się na maszynie wytrzymałościowej ZD 100 (rys. 15.2).

NR 1 NR 2 NR 3 NR 4 NR 5 NR 6

<J»16R 4> 16 D>16

Rys. 18.15. Konstrukcja stempli do wyciskania przeciwbieżnego

Próby wyciskania przeciwbieżnego wykonuje się na 6 próbkach aluminiowych o wymiarach początkowych do = 30 mm i wysokości h 0 = 25 mm. Wyciskanie przeprowadzamy w specjalnej matrycy przy użyciu stempli o różnym kształcie (rys. 18.15). Proces wyciskania wszystkich próbek, z wyjątkiem trzeciej, prowadzimy na stałą długość drogi stempla s = 15 mm. Podczas wyciskania rejestrujemy wartość siły wyciskania Fp - zależnej od umocnienia aluminium (rys. 18.16) oraz wymiarów odkształconej próbki (rys. 18.17).

CC % 260

. 240 8 220 •S? 200 | 180 n 160 >* 140 C§ 120 O- 100 o 8 0

C 60 « 40 A? 2 0 % O

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 STOPIEŃ GNIOTU, %

Rys. 18.16. Krzywa umocnienia aluminium


dla danego gniotu c wh 100,%), korzy-

Część 1. W pierwszej części ćwiczenia określa się wpływ długości części kalibrującej stempli b (Nr 1, Nr 2 i Nr 3) na siłę wyciskania. Teoretyczną wartość siły wyciskania obliczamy zależnością (10.11), dla którego przyjmuje się: g p - naprężenie uplastyczniające (wyznaczamy

A ' 2

stając z krzywej umocnienia Al - rysunek 18.16, ju - współczynnik tarcia, b, D, d, h - jak pokazano na rysunku 18.17.

Następnie dla trzech pierwszych prób wyciskania sporządzamy wykresy zmian siły w zależności od długości części kalibrującej stempla: F t =f(b); F p =f(b) ,

gdzie: Ft - siła obliczona (teoretyczna),

Rys. 18.17. Parametry strefy odkształcenia przy wyciskaniu przeciwbieżnym

Fp - siła zmierzona (doświadczalna).

Część 2. W drugiej części ćwiczenia na podstawie trzech ostatnich wyników pomiarów należy ocenić wpływ kształtu czoła stempla na wielkość siły potrzebnej do realizacji procesu wyciskania przeciwbieżnego. Wyniki obliczeń i pomiarów zestawiamy w tabeli 18.26.

Tabela 18.26. Parametry procesu wyciskania przeciwbieżnego

Numer stempla

h0 | do D d | 1 | h | b Ft Fp Numer stempla mm MPa kN

1 2 3

1 4

LA

1 6 1

Część 3. W tej części ćwiczenia, w oparciu o obliczenia numeryczne procesu wyciskania przeciwbieżnego wykonane programem FORM2D, należy przeprowadzić analizę płynięcia materiału w kolejnych etapach wyciskania na podstawie odkształconych siatek prostokątnych, oraz siły wyciskania dla zastosowanych kształtów stempli. Przykłady linii płynięcia materiału w procesie wyciskania przeciwbieżnego obliczone programem FORM2D przedstawiono na rys. 18.18.

W podsumowaniu określić najkorzystniejsze kształty stempli zastosowanych w ćwiczeniu. Należy uwzględnić stałą wartość: współczynnika wyciskania (wz. 10.1) i stopnia gniotu (wz. 10.2).


Rys. 18.18. Przykłady linii płynięcia materiału w procesie wyciskania przeciwbieżnego stemplami o różnym kształcie powierzchni czołowej, pokazanej na rys. 18.15

18.10. Analiza procesu ciągnienia

Wymagany zakres wiadomości** 1) Ogólna charakterystyka, schemat obszaru odkształcenia i zalety procesu ciągnienia (pod-

rozdz. 11.1). 2) Ogólna charakterystyka wyrobów ciągnionych (podrozdz. 11.1). 3) Ciągadła - klasyfikacja, materiały do wyrobu ciągadeł (podrozdz. 11.2). 4) Budowa i geometria monolitycznego ciągadła stożkowego (podrozdz. 11.2). 5) Maszyny ciągarskie - klasyfikacja i ogólna charakterystyka (podrozdz. 11.3). 6) Znaczenie tarcia w procesie ciągnienia (podrozdz. 11.4). 7) Rodzaje smarów i warstw podsmarowych stosowanych w procesach ciągnienia (podrozdz.

11.4.1). 8) Miary odkształcenia stosowane w procesach ciągnienia profili pełnych oraz rur (podrozdz.

11.5 i 11.6). 9) Wpływ parametrów procesu ciągnienia na własności mechaniczne wyrobu gotowego,

zjawisko umocnienia, wpływ obróbki cieplnej, niejednorodność własności na przekroju wyrobu (podrozdz. 11.8).

10) Nierównomierność odkształcenia w procesach ciągnienia - charakterystyka przyczyn, sposób oceny, charakter rozkładu intensywności odkształcenia na przekroju wyrobu, odkształcenie jednorodne a odkształcenia zbędne (podrozdz. 11.5).

11) Procesy ciągnienia rur - charakterystyka poszczególnych metod (schematy stref odkształcenia, różnice i cechy charakterystyczne, obszary zastosowania), zmiana grubości ścianki w procesie swobodnego ciągnienia rur, rola korków i trzpieni ciągarskich (podrozdz. 11.6).

12) Naprężenie ciągnienia - sposoby wyznaczania, wpływ parametrów procesu ciągnienia na wielkość naprężenia ciągnienia (ze szczególnym uwzględnieniem wpływu kąta ciągnienia

Zakres wiadomości dla kierunków Metalurgia i Inżynieria Materiałowa obejmuje pytania 1 do 9, a dla specjalności PPM - także pozostałe


oraz przeciwciągu), pojęcia optymalnego i krytycznego kąta ciągnienia oraz przeciwciągu krytycznego (podrozdz. 11.7).

Praktyczna część ćwiczenia 1. Zapoznanie się z urządzeniami i narzędziami do procesu ciągnienia. 2. Przeprowadzenie prób ciągnienia prętów stalowych z różnymi gniotami. 3. Ocena wpływu wielkości gniotu na zmiany wytrzymałości na rozciąganie Rm, wydłużenia

względnego Aioo oraz przewężenia Z ciągnionych prętów. 4. Przeprowadzenie prób ciągnienia rur na pusto. 5. Analiza parametrów geometrycznych rur po ciągnieniu.

Opis wykonania ćwiczenia Część 1. W pierwszej części ćwiczenia przeprowadzamy proces ciągnienia prętów okrą

głych w ciągarce ławowej, łańcuchowej (rys. 15.3). Jako narzędzi używamy przemysłowych ciągadeł stożkowych z węglika spiekanego w gatunku G10. Jako środek smarny stosujemy proszek mydła sodowego.

Ciągnieniu poddajemy pręty okrągłe ze stali zwykłej jakości, uprzednio dokonując pomiaru średnicy początkowej d0 przy pomocy śruby mikrometrycznej. Pomiar wykonujemy w trzech miejscach na długości pręta (doi, don, d0m), a następnie wyniki uśredniamy. Trzy pręty ciągniemy z gniotami odpowiednio: z = 10, 20 i 30% (uzyskujemy trzy różne średnice końcowe dk). Następnie, po dokonaniu pomiarów średnic końcowych dk (w taki sam sposób jak w przypadku średnicy do), próbki wycięte z prętów po ciągnieniu oraz z pręta nieodkształconego poddajemy próbie jednoosiowego rozciągania. Na próbkach zaznaczamy bazę pomiarową o długości L 0 = 100 mm.

Wyniki próby rozciągania pozwalają na wyznaczenie: - wytrzymałości na rozciąganie (wz. 2.5), - wydłużenia względnego (wz. 2.7), - przewężenia (wz. 2.8), przyjmując w nich: - S 0 i d0 - pole przekroju poprzecznego i średnica próbki przed rozciąganiem (dla próbki

nieodkształconej przyjmuje się średnicę d0, a dla próbek po ciągnieniu d0 = dk), - F m - maksymalna siła rozciągająca, - Lu - długość bazy pomiarowej po zerwaniu próbki, - du - średnica próbki po zerwaniu, w najwęższym miejscu szyjki.

Wyniki pomiarów i obliczeń zestawiamy w tabeli 18.27.

Tabela 18.27. Wpływ procesu ciągnienia na własności wyrobów ciągnionych na zimno

1 Lp. do dk z L0 du Lu Fm Aioo Z 1 Lp. mm mm % mm mm mm kN MPa % %

0 - 0 1 10 2 20

1 3 30


Na podstawie otrzymanych wyników sporządzamy (w jednym układzie współrzędnych) wykresy zmian własności mechanicznych ciągnionej stali w funkcji wielkości zadanego odkształcenia (gniotu): Rm = f (z); A10o = f (z) i Z = f (z).

Część 2. W tej części ćwiczenia przeprowadzamy proces ciągnienia rur na pusto. Próby ciągnienia prowadzimy w ciągarce ławowej, łańcuchowej (rys. 15.3).

Do badań stosujemy dwie rury stalowe o średnicy zewnętrznej doz i grubości ścianki g 0

(rys. 11.11). Przed rozpoczęciem ćwiczenia mierzymy badane rury. Pomiary średnicy zewnętrznej dokonujemy w trzech miejscach na długości rury (d0zi, dozn, doz m), natomiast pomiar grubości ścianki wykonujemy w trzech miejscach na obwodzie rury (g0i, gon, goni)- Na podstawie pomiarów, po uśrednieniu otrzymanych wyników, określamy grubościenność rur

G r = go_=2go_ (18.21) r 0z doz

Następnie przeprowadzamy proces ciągnienia. Pierwszą z badanych rur odkształcamy gniotem 10%, natomiast drugą gniotem 20%. Po ciągnieniu z rur pobieramy próbki w celu dokładnego określenia wielkości odkształcenia oraz zmiany grubości ścianki. Dokonujemy pomiarów średnicy zewnętrznej d k z oraz grubości ścianki gk, w taki sam sposób, jak dla wymiarów początkowych.

Wyniki dokonanych pomiarów pozwolą na określenie: - całkowitego współczynnika wydłużenia, obliczanego zależnością (11.2) oraz współczynni

ków wydłużenia względem średnicy Xd (wz. 11.3) i ścianki rury Xg (wz. 11.4), - zmian grubości ścianki rury poprzez określenie jej redukcji:

• bezwzględnej Ag = g k - g 0 (18.22)

• względnej (procentowej) ^ 1 0 0 = g k ~ g ° 100 (18.23). go So

Wyniki przeprowadzonych pomiarów i obliczeń zamieszczamy w tabeli 18.28.

Tabela 18.28. Parametry procesu ciągnienia rur na pusto

Lp. z cv ra Gr Ag Ag/go g Lp. % mm mm - mm % - - -

1 10 2 20

Przeprowadzone badania pozwolą na dokonanie analizy zmiany grubości ścianki oraz parametrów geometrycznych rury gotowej, w zależności od wielkości odkształcenia.

Na podstawie przeprowadzonych obserwacji i uzyskanych wyników należy sformułować wnioski końcowe dotyczące przebiegu prób oraz charakteru otrzymanych zależności.


18.11. Odkształcenia w procesach tłoczenia

Wymagany zakres wiadomości** 1) Kryteria doboru materiałów w postaci blach do tłoczenia (podrozdz. 12.1.1). 2) Materiały w postaci blach, stosowane w przemyśle motoryzacyjnym (podrozdz. 12.1.2). 3) Nierównomierność (anizotropia) własności blach (podrozdz. 12.1.3). 4) Narzędzia do tłoczenia (podrozdz. 12.2). 5) Prasy do tłoczenia, np. prasa - rys. 12.5, (podrozdz. 12.2). 6) Stadia procesu wytłaczania z zastosowaniem dociskacza (podrozdz. 12.5). 7) Charakterystyka zmian parametrów siłowych w procesie wytłaczania (podrozdz. 12.5). 8) Schematy naprężeń i odkształceń przy osiowo-symetrycznym wytłaczaniu (podrozdz.

12.5). 9) Zmiany odkształceń logarytmicznych na osiowym przekroju miseczki cylindrycznej (pod

rozdz. 12.6). 10) Zjawiska ograniczające proces wytłaczania (podrozdz. 12.7). 11) Kryteria stosowania dociskacza w procesie wytłaczania i przetłaczania (podrozdz. 12.8). 12) Charakterystyka laboratoryjnego stanowiska pomiarowego (podrozdz. 15.6).

Opis prób laboratoryjnych

Praktyczna część ćwiczenia 1) Zapoznanie się z budową i zasadą działania jednooperacyjnego uniwersalnego przyrządu

do wytłaczania z tłocznikiem z hydraulicznym dociskaczem (rys. 15.6). 2) Przeprowadzenie prób wytłaczania z różnymi współczynnikami ciągnienia mi bez doci

skacza i przy jego zastosowaniu. 3) Przeprowadzenie pomiarów zmian grubości ścianki gi na osiowym przekroju wytłacza

nych miseczek cylindrycznych oraz wyznaczenie zmian składowej 8g odkształcenia logarytmicznego.

4) Określenie stopnia nierównomierności własności blachy a. 5) Rejestracja przebiegu zmian parametrów siłowych i geometrycznych oraz obliczenia

maksymalnej siły wytłaczania i siły docisku.

Opis wykonania ćwiczenia Część 1. W pierwszej części ćwiczenia przeprowadzane są próby wytłaczania na prasie

hydraulicznej ZD-30, w specjalnym przyrządzie do wytłaczania z tłocznikiem jednooperacyj-nym z hydraulicznym dociskaczem (rys. 15.6). Próba wytłaczania może być przeprowadzana przy wykorzystaniu specjalnych urządzeń i czujników pomiarowych z rejestracją komputerową (rys. 15.5). Istnieje więc możliwość ciągłego śledzenia wszystkich parametrów procesu wytłaczania: siła na stemplu F w , ciśnienie na dociskaczu p d , droga stempla s oraz ubytek kołnierza Adk w funkcji czasu t.

Zakres wiadomości dla kierunku Metalurgia


Na podstawie zmierzonych wielkości istnieje możliwość określenia zmian prędkości procesu wytłaczania vs, zmian prędkości ubytku kołnierza vAdk oraz zmian naprężenia w bocznych ściankach wytłoczki a s i na dociskaczu a d.

Do badań stosowane są próbki ze stali nisko węglowej (08X, 08XJ lub 10) w kształcie krążków z blachy o grubości g 0 = 0,8 mm oraz średnicy początkowej d 0= 55 mm i 75 mm. Wytłaczanie przeprowadzane jest przy pomocy stempla o średnicy ds = 40 mm. Próby wytłaczania miseczek prowadzone więc będą przy różnych współczynnikach ciągnienia mi. a) m! = ds/do= 0.73 dla względnej grubości krążka blachy W g k = (go/D0)100 = 1.5%, przy d0 =

55 mm; b) im s 0.53 dla W g k = 1.0%, przy do = 75 mm.

Wariant wytłaczania a) pozwala na przeprowadzenie operacji wytłaczania bez użycia do-ciskacza, zgodnie z warunkiem zastosowania dociskacza.

Przyjmuje się, że zastosowanie dociskacza jest konieczne, jeżeli spełniona jest nierówność (12.23) jako W z d. Wielkość siły potrzebnej do wytłaczania miseczki cylindrycznej można w przybliżeniu oszacować zależnością (12.24) przyjmując: di - średnica części walcowej po pierwszej operacji, przyjmowana według warstwy środkowej di = ds + g 0 , mm, ds - średnica stempla, ok. 40mm, go - początkowa grubość blachy, ok. 0.8 mm, Rm - wytrzymałość na rozciąganie, 320 MPa, ki - współczynnik dla wytłaczania części walcowych ze stali 08 i 10, zależny od wartości W g k= (go/D0)100% [15], przy czym w przypadku wytłaczania miseczki z krążka o średnicy: d0 = 55 mm, kj = 0,35*0,37, a d 0= 75 mm, k! = (0,9*1,0).

Siłę dociskania Fd, określamy z zależności (12.24), przyjmując: dm = 42 mm, rm = 4.5 mm, gdy q - średni nacisk jednostkowy dociskacza, który dla stali niskowęglowej przy g > 0,5 mm, wynosi q = 1,5*2,5 MPa.

Siłę dociskania, wynikającą z pomiarów F d d należy określić uwzględniając, pomiar ciśnienia p na manometrze oraz wymiary pierścienia pośredniczącego 11 (rys. 15.6) (dz = 167 mm, d w = 147,5 mm) ze wzoru

Stopień anizotropii własności blachy wyznaczamy ze wzoru (wz. 12.1), mierząc średnie wysokości miseczki (hu i hd), odpowiednio dla jej wypukłości i wklęsłości (rys. 18.19).

W tej części ćwiczenia należy określić: - współczynnik ciągnienia, m = d s/D0, - stopień odkształcenia, K = l/m, - względną grubość krążka W g k = (gn/D0) 100%, - warunek zastosowania dociskacza W z d (wz. 12.23), - wielkość siły przy wytłaczaniu: wynikająca z pomiarów F w d i z obliczeń F w t (wz. 12.24), - wielkość siły dociskania z pomiarów F d d (wz. 18.24) i z obliczeń F d t (wz. 12.24), - stopień anizotropii blachy a (wz. 12.1).

(18.24)


Wyniki pomiarów i obliczeń należy zestawić w tabeli 18.29.

Tabela 18.29. Wyniki pomiarów i obliczeń parametrów siłowych procesu wytłaczania

Lp. do go w z d d s d m rs rm m K FWd Fdt Pd Fdd a Lp.

mm mm - mm mm mm mm - - kN kN kN MPa kN % a 55 b 75

Część 2. W tej części ćwiczenia dokonamy osiowego przecięcia wytłoczonej miseczki i wykonamy pomiary grubości ścianki miseczki (co ok. 2 mm) w punktach zaznaczonych na rysunku 18.19.

Pomiaru dokonujemy specjalnym przyrządem z czujnikiem zegarowym (dokładność odczytu 0,01 mm). Wyniki pomiarów zestawiamy w tabeli 18.30.

Na podstawie wyników pomiarów i obliczeń zawartych w tabeli 18.30 należy wykonać wykresy zmian odkształceń grubości ścianki miseczki (eg) w funkcji numeru punktu pomiarowego (rys. 18.19 irys. 12.21).

Tabela 18.30. Wyniki pomiarów i obliczeń zmian grubości ścianki miseczki

Numer punktu pomiarowego

Próbka a: Próbka b: Numer punktu pomiarowego go g ee go g 8 e

Numer punktu pomiarowego

mm mm mm mm 1 2

n 8 e wg zależności (12.18), g - bieżąca grubość wytłoczki

Na podstawie wykonanych prób wytłaczania i obliczeń w sprawozdaniu należy opracować następujące zagadnienia: - krótki opis otrzymanych wytłoczek: wady kształtu i przyczyny ich powstawania, - porównanie dobranej i- obliczonej siły docisku — efekty uzyskane w procesie wytłaczania,

optymalna siła docisku,

ok. <t> 40,0 gis gl4

J9_ J8_

JL J5_

\ T T Rys. 18.19. Osiowy przekrój wytłoczki z zaznaczo

nymi punktami pomiarowymi


- porównanie wartości sił wytłaczania (obliczonej i doświadczalnej) - przyczyny występujących różnic,

- anizotropia własności blachy używanej w próbach wytłaczania miseczek na podstawie wyznaczonego stopnia nierównomierności własności (a),

- analiza uzyskanych rozkładów odkształceń grubości ścianki wytłoczki - przyczyny występujących zmian grubości ścianki. Wnioski końcowe - własne obserwacje z wykonanych prób i krótka interpretacja uzy

skanych wyników i wykresów.

18.12. Technologiczne metody badań własności i jakości wyrobów po przeróbce plastycznej

Wymagany zakres wiadomości** 1) Definicja jakości wg ISO (podrozdz. 13.1). 2) Oznaczenia norm międzynarodowych, europejskich i polskich (podrozdz. 13.2). 3) Warunki wykonania i sposób zapisu wyniku próby Erichsena (podrozdz. 13.3). 4) Miary tłoczności w próbie Fukui (podrozdz. 13.4). 5) Wskaźnik anizotropii normalnej Lankforda i Lileta (podrozdz. 13.5). 6) Sposób oceny wyniku próby przeginania blach (podrozdz. 13.6). 7) Warunki realizacji technologicznej próby zginania (podrozdz. 13.7). 8) Wpływ różnych czynników na zmiany kąta sprężynowania blach (podrozdz. 13.7). 9) Warunki realizacji próby spłaszczania rur (podrozdz. 13.8). 10) Dobór parametrów w próbie jednokierunkowego skręcania drutu (podrozdz. 13.9). 11) Miara próby dwukierunkowego przeginania drutu (podrozdz. 13.10). 12) Technologia wykonania zawleczki (podrozdz. 13.11).

Praktyczna cześć ćwiczenia 1. Realizację kilku (pięciu z ośmiu prezentowanych) technologicznych prób badania blach,

taśm, drutu i rur. 2. Badanie własności i ocenę jakości zawleczki, jako wyrobu finalnego po wielu procesach

przeróbki plastycznej.

Opis wykonania ćwiczenia i opracowania wyników

Część 1. Próba tłoczności metodą Erichsena Próbie tłoczności poddajemy próbkę blachy o grubości g i wymiarach 90x250 mm. Próbę

wykonujemy w uniwersalnym przyrządzie do wykonywania prób tłoczności w różnorodnych warunkach prowadzenia tej próby, działającym automatycznie, zgodnie z wymaganiami przedstawionymi w podrozdziale 13.3. Tłoczność blachy oceniamy na podstawie trzech prób. Wynik przedstawiamy w formie protokołu badań zawierającego: - oznaczenie i rodzaj próbki,

W danym cyklu laboratoryjnym będą wykonywane tylko wybrane próby technologiczne


- grubość próbki blachy z dokładnością do 0,1 mm, - szerokość próbki z dokładnością do 1 mm, - wewnętrzną średnicę matrycy, - siłę docisku matrycy, - prędkość ruchu stempla, - głębokość każdego wytłoczenia (0,1 mm), - wynik próby jako średnią arytmetyczna trzech wytłoczeń, - opis powierzchni wytłoczenia i charakter pęknięcia.

Na podstawie wykresu (rys. 13.2) oceniamy kategorię tłoczności badanej blachy, a wyniki tej próby zestawiamy w tabeli 18.31.

Tabela 18.31. Tłoczność blach oznaczona w próbie Erichsena

Lp. Kategoria g b Di Tłoczność IE, mm: | próby blachy mm mm mm pomiar 1 pomiar 2 pomiar 3 średnia

1 B 2 G 27 3 T

Część 2. Próba tłoczności metodą Fukui Ocenę tłoczności blachy dokonujemy wg kryterium minimalnej średnicy wytłoczki (pod-

rozdz. 13.4). Po wykonaniu pomiaru grubości blachy g i średnicy próbki D 0 realizujemy próbę w specjalnym przyrządzie na prasie ZD4 (rys. 15.2). Próbę wytłaczania prowadzimy do pęknięcia próbki. Na podstawie pomiarów średnicy wytłoczki d m a x i d m i n obliczamy wskaźnik tłoczności T| F i stopień anizotropii własności blachy a. Wyniki przedstawiamy w tabeli 18.32.

Tabela 18.32. Wskaźniki tłoczności blach określone metodą Fukui

Nr Wymiary próbki Wymiary wytłoczki Tłoczność Anizotropia próby d 0 , mm g, mm d m a x , mm dmin, mm ct,%

1 2 3

"zęść 3. Wyznaczanie współczynnika anizotropii normalnej Do wyznaczenia współczynnika anizotropii normalnej wg notacji Lankforda i Lileta

żywamy trzech próbek blach o szerokości 12,5 mm i długości 115 mm, oznaczonych symbo-;m: „0", „45", „90", wyciętych z arkusza blachy pod określonym kątem do kierunku walco-ania. Zgodnie z rozdziałem 13.5 dokonujemy pomiaru szerokości próbki b 0 i długości bazy umiarowej 10. Próbki poddajemy rozciąganiu do granic wydłużenia równomiernego (maksi-um siły rozciągającej Fm). Dokonujemy pomiaru szerokości b i długości 1 na rozciągniętej o b c e . Dla każdej próbki wyznaczamy - ze wzoru 13.4, wartość współczynnika anizotropii >rmalnej wg notacji Lankforda, oraz - ze wzoru 13.5, średnią wartość anizotropii normalnej

18. Przebieg prób laboratoryjnych

(notacja Lileta). Wartość współczynnika anizotropii normalnej wyznaczamy również na podstawie nomogramu (rys. 13.5). Wyniki pomiarów i obliczeń zestawiamy w tabeli 18.33.

Tabela 18.33. Współczynniki anizotropii normalnej blach

1 Nr Kąt wycięcia Wymiary próbki Wskaźnik anizotropii normalnej próbki próbki b0 lo b 1 Lankforda wg nomogramu Lileta

mm R R Rśr 1 0 2 45

1 3 90

Część 4. Próba przeginania blach i taśm Badaniu poddajemy próbkę blachy o szerokości b = 20 mm i długości 1 = 150 mm. Zgod

nie z warunkami realizacji próby (podrozdz. 13.6) dobieramy promień zaokrąglenia szczęk r, odległość prowadnicy h oraz wartość naprężenia g j . Próbę należy prowadzić do osiągnięcia liczby przegięć: - odpowiadającej pojawieniu się pierwszego pęknięcia N b p , - przy której nastąpiło całkowite złamanie próbki N b z.


Tabela 18.34. Wskaźniki przeginania blach

Nr próbki

Wymiary próbki Parametry próbki Liczba przegięć Nr próbki b 1 r | h F NbD N b z

Nr próbki

mm mm N - -1 2

1 3

Część 5. Technologiczna próba zginania Próbę przeprowadzamy w maszynie wytrzymałościowej ZD4 (rys. 15.2) w specjalnym

urządzeniu do próby gięcia. Próbie poddajemy trzy próbki blach o wymiarach bxl i grubości g. Próbki zginamy zadając kolejno cztery różne wewnętrzne kąty gięcia a (a =150°, 120°, 90° i 60°). Po zdjęciu obciążenia mierzymy kąt odgięcia próbki a' i obliczamy kąt sprężystego powrotu P = a' - a. Wyniki pomiarów i obliczeń zestawiamy w tabeli 18.35.

Tabela 18.35. Wskaźniki sprężynowania blach określone w próbie zginania

Nr próbki

Wymiary próbki Średnica rolek Kąty gięcia Nr próbki b 1 a D a a'

Nr próbki

mm mm o

1 2 3 4


Oceniamy wpływ kąta gięcia a na wartość kąta sprężynowania p.

Część 6. Próba spłaszczania rur Badaniu poddajemy dwie rury o różnej średnicy dz i grubości ścianki g, ściskając je w

maszynie wytrzymałościowej ZD10 (rys. 15.2). Jedną próbkę spłaszczamy do styku powierzchni wewnętrznej, a drugą do wysokości h = lA dz. Oględziny powierzchni zgięcia pozwalają na podanie wyniku próby.

Część 7. Próba jednokierunkowego skręcania drutu Próbę realizujemy na skręcarce K-5 po odpowiednim doborze wszystkich parametrów

próby - zgodnie z podrozdziałem 13.9. Próbę prowadzimy do wystąpienia zerwania wyznaczając ilość skręceń N z. Wyniki pomiarów i obliczeń zestawiamy w tabeli 18.36.

Tabela 18.36. Wskaźniki jednokierunkowej próby skręcania drutu

1 Nr Średnica drutu Warunki próby Wynik próby próbki d L F n

mm mm N skr./s -1 2 3

Część 8. Próba dwukierunkowego przeginania drutu Próbie poddajemy drut o średnicy d. Zgodnie z wymaganiami próby (podrozdz. 13.10)

dobieramy parametry próby. Próbę prowadzimy do osiągnięcia liczby przegięć: - odpowiadającej pojawieniu się pierwszego pęknięcia - N b p , - przy której nastąpiło całkowite złamanie próbki N b z .


Tabela 18.37. Wskaźniki próby dwukierunkowego przeginania drutu

Nr próbki

Średnica drutu Parametry próby Wynik próby 1 Nr próbki d r 1 h |: de F N b n N t e

Nr próbki mm mm N 1

1 2 3

Część 9. Kontrola jakości zawleczek Kontroli poddajemy zawleczkę wg następujących badań:

- sprawdzenie materiału, - sprawdzenie wyglądu zewnętrznego, - sprawdzenie wymiarów, - próba przeginania.


Dokonujemy pomiaru d, D, 11? 12 oraz porównujemy je z możliwymi tolerancjami wymiarowymi (tab. 13.8). Próbę przeginania zawleczki prowadzimy zgodnie z wymogami (podrozdz. 13.11), a wynik próby porównujemy z dopuszczalną wartością minimalnej liczby przegięć. Wynik wszystkich prób pozwoli na ocenę jakości zawleczki i ewentualne zakwalifikowanie jej jako wyrobu dobrego, spełniającego wymagania norm jakościowych.

Podsumowanie i wnioski W podsumowaniu zestawiamy tabelarycznie (tab. 18.38) wyniki wszystkich przeprowa

dzonych prób technologicznych.

Tabela 18.38. Wskaźniki jakościowe prowadzonych prób technologicznych

1 LP- NAZWA PRÓBY WYNIK PRÓBY 1 1 Próba Erichsena IE = Kategoria

2 Próba Fukui TlF = a = 3 Współczynnik anizotropii normalnej R = Rśr =

4 Próba przeginania blach i taśm N b o = N b z =

LA

Technologiczna próba zginania P = 6 Próba spłaszczania rur Opis powierzchni zgięcia: 7 Próba skręcania drutu N z = 8 Próba dwukierunkowego przeginania drutu N b D = N b z = 9 Jakość zawleczki Opis jej jakości: |

We wnioskach należy ustosunkować się do uzyskanych rezultatów oraz wykazać, w których próbach były niezgodności z wymaganiami realizacji prób technologicznych.

Literatura 429

L I T E R A T U R A

[I] Avitzur B.: Metal Forming: Processes and Analysis. New York - St.Louis - San Francisco - Toronto - London - Sydney. McGraw-Hill Book Company 1968

[2] Bernstejn M.L., Zajmowskij W.A.: Struktura i własności mechaniczne metali. Warszawa, WNT 1973

[3] Beynon J.H., Sellars CM.: Modelling of Microstructure and its Effect during Multipass Hot Rolling. ISIJ Int., 32 (1992) 359-367

[4] Blazynski T.Z.: Metal Forming. Tod Profile and Flow. London, The Macmillan Press Ltd., 1976

[5] Blazynski T.Z.: Redundant Deformations in some Tube Forming Process. Metalurgia i Odlewnictwo, ZN AGH Kraków, 3 (1977) 4,445-467

[6] Bodin A., Aalders J.: Development of Hot-Rolled Formable Steel Having a Yield Strength of 700 MPa. Proceedings from Materials Solutions'97 on Accelerated Cooling / Direct Quenching Steels, Indianapolis 1997, 117-123

[7] Bosiacki K.: Prasy mechaniczne stosowane w tłocznictwie. Warszawa, PWT 1959 [8] Bosiacki K., Marciniak Z., Seyna F.: Zarys tłocznictwa. Warszawa, PWT 1958 [9] CAD-CAM FORUM - miesięcznik (lata 1993-2000) [10] Chlebus E., Cholewa M.: Rapid prototyping - rapid tooling. CAD-CAM FORUM, 11

(1999) [II] Dobrucki W.: Podstawy konstrukcji i eksploatacji walcowni. Katowice, Wyd. Śląsk

1981 [12] Dobrzański L.A: Metaloznawstwo z podstawami nauki o materiałach. Warszawa, WNT,

1996 [13] Dobrzański L.A., Nowosielski R.: Badania własności fizycznych. Metody badań metali i

stopów. Warszawa, WNT 1987 [14] Dowling N.E.: Mechanical behavior of materials. New Jersey, Prentice Hall 1993 [15] Erbel S., Kuczyński K., Marciniak Z.: Obróbka plastyczna. Warszawa, PWN 1981 [16] Erman E., Kuhn H.A.: Novel Test Specimen for Workability Measurements in Com

pression Testing of Homogeneous Materials and Composites. STP 808, American Society for Testing and Materials, 1983, 279-290

[17] Gabryszewski Z., Gronostajski J.: Mechanika procesów obróbki plastycznej. Warszawa, PWN 1991

[18] George O.: AutoCAD 1000 Tips & Tricks. Gliwice, Wyd. Helion 1997 [19] Gierzyńska M.: Tarcie, zużycie i smarowanie w obróbce plastycznej metali. Warszawa,

WNT 1983 [20] Godziszewski J., Mania R., Pampuch R.: Zasady planowania doświadczeń i opracowy

wania wyników pomiarów. Kraków, Wyd. AGH 1987, skrypt nr 1093

430 Procesy przeróbki plastycznej

Golatowski T.: Prasy mechaniczne. Konstrukcja, eksploatacja i modernizacja. Warszawa, WNT 1970 Grochowski E., Grosman F., Oskędra K.: Maszyny ciągarskie. Katowice, Wyd. Śląsk 1976 Grosman F.: Problemy doboru funkcji naprężenia uplastyczniającego do programów komputerowej symulacji procesów przeróbki plastycznej. Mat. Miedz. Konf. „PLAST'96", Ustroń, IX 1996, Wyd. Oldprint Żory 1996 Grosman F., Hadasik E.: Problems of Application of the Technological Plasticity Description of Metals in Computer Programmes for Analysis and Design of Mechanical Working Processes, Archiv. Metali, 39 (1994) 263-276 Guy A. G.: Wprowadzenie do nauki o materiałach. Warszawa, PW N 1977 Hadasik E., Sobański A.: Podstawy teorii walcowania. Gliwice, Wyd. Politechniki Śląskiej, 1984, skrypt nr 1188 Hertel J., Litterscheidt H., Lotter U., Pircher H.: Laboratory Simulation of Strand Shell Stresses and Strains during Continuous Casting. Thyssen Technische Berichte, 1 (1991) 31-42 Hodgson P.D.: Mathematical Modelling of Recrystallization Processes during the Hot Rolling of Steel. PhD Thesis, University of Queensland, 1993 INOP-Z/201-21-78: Współczynnik anizotropii normalnej - sposób wyznaczania dla blach cienkich Jaglarz Z., Leskiewicz W., Morawiecki M.: Technologia i urządzenia walcowni wyrobów płaskich. Wyd. 1, Katowice, Wyd. Śląsk 1979 Kajtoch J.: Charakterystyka niektórych krajowych walcowni. Hutnik - Wiadomości Hutnicze, 52 (1985) 1, 6-15 Kajtoch J.: Problemy technologii walcowania walcówki. Cz. 1 - Charakterystyka ciągów technologicznych. Hutnik - Wiadomości Hutnicze, 51 (1984) 12, 465-473; Cz. 2 - Kalibrowanie wykrojów walców. Hutnik - Wiadomości Hutnicze, 51 (1984) 12,473-^481 Kajtoch J.: Systemy kontrolowanego chłodzenia walcówki. Hutnik - Wiadomości Hutnicze, 52 (1985) 2, 50-58 Kajtoch J.: Theoretical Analysis of Rolling Factors Influence on Metal Torsion Parameters on Outer Layers by Rolling in a Rotary Piercing Mill. Metallurgy and Foundry Engineering, 25 (1999) 2, 139 - 153 Kajtoch J., Kazanecki J.: Badania doświadczalne wpływu technologii odkształcenia na parametry skręcenia zewnętrznych warstw metalu przy skośnym walcowaniu tulei rurowych. Hutnik - Wiadomości Hutnicze, 66 (1999) 10, 462-473 Kajzer S., Kozik R., Wawrzynek A., Wusatowski R.: Podstawy odkształcenia plastycznego metali. Gliwice, Wyd. Politechniki Śląskiej, 1994, skrypt nr 1832 Kapiński S.: Kształtowanie elementów nadwozi samochodów. Warszawa, WKŁ 1996 Kasprzyk K., Sińczak J.: Wpływ konstrukcji matrycy zamkniętej na wypełnienie wykroju i silę kucia. ZN AGH Metalurgia i Odlewnictwo, 3 (1979) 4, 573-583

[39] Katarzyński S., Kocańda S., Zakrzewski M.: Badania własności mechanicznych metali. Warszawa, WNT 1967

Literatura 431

Kazanecki J.: Rozwój procesów produkcji rur z zastosowaniem walcarek Dieschera. Problemy Projektowe, 38 (1991) 2, 33-44 Kazanecki J.: Strains Occuring in the Process of Elongating Tubes in a 3-Roll Rotary Mili Metalurgia i Odlewnictwo, ZN AGH Kraków, 7 (1981) 2, 179-201 Kazanecki J. i in.: Dziurowanie prętów ze stali wysokostopowych w walcarce skośnej z prowadnicami tarczowymi. Hutnik - Wiadomości Hutnicze, 60 (1993) 11, 354 - 359 Kazanecki J. i in.: Model matematyczny obszaru odkształcenia w walcarce skośnej dziuru-jącej. Cz.l. Wpływ zewnętrznych narzędzi roboczych. Hutnik - Wiadomości Hutnicze, 60 (1993)5, 157-164 Kazanecki J. i in.: Model matematyczny obszaru odkształcenia w walcarce skośnej dziuru-jącej. Cz. 2. Wpływ stopnia przerobu plastycznego. Hutnik - Wiadomości Hutnicze, 60 (1993)8,257-265 Kazanecki J. i in.: Zdolność stali superferrytycznych do odkształceń plastycznych na gorąco (określona w próbie skręcania). ZN Metalurgia i Odlewnictwo, AGH Kraków, 9 (1983)4, 363-383 Kliber J., Schindler I., Kubiński W., Kuźmiński Z.: Bestimmung des Grenzumformgra-des mit dem Torsionversuch. Steel Research, 60 (1989) 11, 479-532 Konvicny J., Hajduk M.: Stredni hodnoty prirozenych deformacnich odporu pri valcovani za tepla. Hutnicke Listy, (1979) 5, 326 - 329 Krzekotowski Z.: Technologia kucia swobodnego ipółswobodnego. Wyd. 1 - Katowice, Wyd. Śląsk 1964, Wyd.2 - Warszawa, WNT 1973 Kubiński W.: Praktyka technologiczna. Kraków, Wyd. AGH 1991, skrypt nr 1224 Kubiński W., Starowicz J.: Zastosowanie walcarek skośnych do walcowania półwyrobów dla przemysłu maszynowego. Problemy Projektowe, 30 (1983) 3, 89-94 Kuziak R., Cheng Y.W., Głowacki M., Pietrzyk M.: Modelling of the Microstructure and Mechanical Properties of Steels during Thermomechanical Processing. NIST Technical Note 13931,1997 Kuźmiński Z.: Plastometryczna ocena własności stali konstrukcyjnej w procesie odkształcania na gorąco. Mat. Miedz. Konf. „Forming'2000". Ustroń, IX.2000, 69-75 Kuźmiński Z., Nowakowski A.: Ocena własności stali sprężynowej w próbie skręcania na gorąco. Mat. Miedz. Konf. „Forming'2000". Ustroń, IX.2000, 63-68 Laraudogoita J.J. i in.: Improving CC Semis Quality by on-line Treatment. Mat. 3 r d European Conference on Continuous Casting, October 20-30, 1998, Spain, 535-542 Lenard J.G., Pietrzyk M., Cser L.: Mathematical and Physical Simulation of the Properties of Hot Rolled Products. Amsterdam - Lausanne - New York - Oxford-Shannon -Tokyo, Elsvier 1997 Leskiewicz W., Jaglarz Z., Morawiecki M.: Technologia i urządzenia walcownicze. Katowice, Wyd. Śląsk, Wyd. 1 - 1971, Wyd. 2 - 1977 Loveday M.S., Mahoń G.J., B. Roebuck, Sellars CM., Silk N.J., Van der Widen M.R.: Measuring Flow Stress in Plane Strain Compression Tests. Measurement, Good Practice Guide No. 27, 1999


[58] Łapkowski W., Sińczak J.: Preparation offeedstock by extrusion for semi-liquid forging. Metallurgy and Foundry Engineering, 23 (1997) 3, 327-333

[59] Łuksza J., Sadok L.: Wybrane zagadnienia z ciągarstwa. Kraków, Wyd. AGH 1986, skrypt nr 1025

[60] Madej J., Kazanecki J., Wnęk Z.: Ćwiczenia laboratoryjne z przeróbki plastycznej metali. Kraków, Wyd. AGH, skrypt: nr 220 - 1971, nr 418 - 1974

[61] Madej J., Wnęk Z.: Rurownictwo - cz. 1: Teoretyczne podstawy i technologia wytwarzania rur stalowych. Kraków, Wyd. AGH 1973, skrypt nr 273

[62] Majza E., Sroka Z., Wusatowski R.: Blachy ocynkowane ogniowo. Materiały konferencji naukowo technicznej. Kraków, 7.05.1999

[63] Malinowski H., Sińczak J.: Analiza płynięcia metalu w procesie kucia odkuwek z występami. ZN AGH Metalurgia i Odlewnictwo, z. 110, 1987, 290-295

[64] Marciniak Z.: Mechanika procesów tłoczenia blach. Warszawa, PWN 1961 [65] Marciniak Z., Kołodziejski J.: Teoria procesów obróbki plastycznej. Warszawa, Wyd.

Politechniki Warszawskiej 1983 [66] Markiewicz E.: Poradnik tłoczarza. Warszawa, WNT 1969 [67] Materiały informacyjne firmy „GANTEL", 1997-1999 [68] Mauk P., Kopp R.: Poszerzenie podczas walcowania na gorąco - porównanie metod

obliczeniowych, dokładność i nowe wyniki. Der Kalibreur, (1982) 37, 3-60. Tłum. ramowe T-6/84

[69] Metals Handbbook-Ninth Edition, vol. 14, Forming and Forging, Metals Park, Ohio, USA, 1989

[70] Morawiecki M., Sadok L., Wosiek E.: Wyd.l - Teoretyczne podstawy technologicz-nych procesów przeróbki plastycznej\ Wyd. Śląsk 1977; Wyd.2 - Przeróbka plastyczna. Podstawy teoretyczne, Katowice, Wyd. Śląsk 1986

[71] Nowakowski A., Kuźmiński Z., Wilk K.: Wykorzystanie komputera do analizy wyników badań plastometrycznych na przykładzie prób skręcania na gorąco stali 2H13. Mat. Miedz. Konf. „PLAST'94" , Wisła, IX. 1994, 71-

[72] Normy: [73] PN-57/H-04320: Próba statyczna ściskania metali [74] PN-75/H-94101. Odkuwki stalowe swobodnie kute [75] PN-86/H-94301. Odkuwki stalowe matrycowe. [76] PN-74/H-04372: Próba udarności w podwyższonych temperaturach [77] PN-76/M-82001: Zawleczki [78] PN-79/H-04371: Próba udarności w obniżonych temperaturach [79] PN-79/H-04400: Próba tłoczności metodą Erichsena [80] PN-90/H-04407: Próba przeginania blach i taśm [81 ] PN-90/H-04408: Technologiczna próba zginania [82] PN-EN 10002-1+AC1:1998. Metale. Próba rozciągania. Metoda badania w temperatu

rze otoczenia [83] PN-EN 10045-1: Próba udarności sposobem Charpy"ego

Literatura

[84] PN-EN 10045-2: Próba udarności sposobem Charpy'ego - sprawdzanie młotów wahadłowych

[85] ^ PN-EN 10233: Rury - próba spłaszczania [86] PN-ISO 377-1:1994. Pobieranie i przygotowanie próbek i odcinków próbnych z wyro

bów stalowych - Próbki i odcinki próbne do badań własności mechanicznych [87] PN-ISO 7800: Drut - próba jednokierunkowego skręcania [88] PN-ISO 7801: Drut - próba przeginania dwukierunkowego [89] Ocas N. V.: Industrial Development of IF High Strength Steels with and without BH. 40 t h

MWSP Conf. Proc., ISS, 1998,^05-211 [90] Pawłowski J.7Zgorzelski S.: Tlocznictwo. Warszawa, WSiP 1980 [91 ] Peterson M.: Tajemnice AutoCAD a. Gliwice, Wyd. Helion 1997 [92] Piela A.: Nowe materiały do tłoczenia - Tailored Blanks. Konstrukcja i technologia

wytloczek i wyprasek. XIV Konferencja Naukowo-Techniczna. Poznań, Czernirjewo, 14-16.06.2000

[93] Pietrzyk M.: Metody numeryczne w przeróbce plastycznej. Kraków, Wyd. AGH, 1992, skrypt nr 1303

[94] Pikoń A.: AutoCAD. Gliwice, Wyd. Helion 1997-2000 [95] Przybyłowicz K.: Fizyczne podstawy odkształcenia plastycznego. Kraków, Wyd. AGH,

1984, skrypt uczelniany nr 939 [96] Przybyłowicz K.: Metaloznawstwo. Warszawa, PWN 1994 [97] Romanowski W. P.: Poradnik obróbki plastycznej na zimno. Warszawa, WHMT 1976 [98] Rumiński M.: Stan odkształcenia oraz rozkład własności mechanicznych w ciągnionych

rurach stalowych. Akademia Górniczo-Hutnicza, Wydział Metalurgii i Inżynierii Materiałowej, 1999 (praca doktorska)

[99] Sadok L. i in.: Teoria ciągarstwa. Ćwiczenia technologiczne. Kraków, Wyd. AGH 1970, skrypt nr 205

[100] Schneider M.: Ciągarstwo. Katowice, Wyd. WGH 1961 [101] Schneider M.: Podstawy przeróbki plastycznej. Kraków, Wyd. AGH 1964 [102] Siemieniec A., Skorupa A.: Ćwiczenia laboratoryjne z wytrzymałości materiałów. Kra

ków, Wyd. AGH 1987, skrypt nr 1115 [103] Sińczak J.: Analiza nacisków i odkształceń w niekonwencjonalnych procesach kucia

matrycowego na gorąco. Metalurgia i Odlewnictwo, 1992, zeszyt spec. nr 144, 1-90 [104] Sińczak J.: Kształtowanie elementów cienkościennych na gorąco w złożonym procesie

wyciskania. Hutnik - Wiadomości Hutnicze, 66 (1999) 10, 473-479 [105] Sińczak J.: Odkształcanie w zamkniętym wykroju matrycy z regulowaną wielkością czyn

nika tarcia. Obróbka Plastyczna Metali, 7 (1996) 4, 5-11 [106] Sińczak J.: Wpływ stanu mechanicznego na odksztalcalność metalu w procesie kucia

matrycowego w matrycach zamkniętych. Obróbka Plastyczna Metali, 1 (1989) 1, 51-55 [107] Sińczak J. i in.: Analiza procesu swobodnego wydłużania w kowadłach profilowych.

Hutnik - Wiadomości Hutnicze, 61 (1994) 2,11-15 [108] Sińczak J. i in.: Wpływ stopnia przekucia na własności mechaniczne i plastyczne odku-

wek. Hutnik - Wiadomości Hutnicze, 65 (1998) 6, 200-208


[109] Sińczak J.f Jakubowski K.: Analiza stanu odkształcenia w procesie kucia dokładnego. V Konf. Nauk. Techn., Stalowa Wola, 1983, 62-70

[110] Sińczak J., Klimkiewicz B.: Analiza odkształceń i naprężeń w procesie kucia odkuwek z występami w warunkach nadplastycznych. ZN AGH Metalurgia i Odlewnictwo, 9 (1983) 2, 75-85

[111] Sińczak J., Kusiak J., Madej W.: Analiza płynięcia metalu w procesie kucia wielowykro-jowego odkuwek osiowosymetrycznych. Obróbka Plastyczna Metali, 5 (1994) 1,11-15

[112] Sińczak J., Łapkowski W.: Swobodne wydłużanie materiału o nieciągłej budowie wewnętrznej. Hutnik - Wiadomości Hutnicze, 63 (1996) 4, 131-134

[113] Sińczak J., Majta J., Głowacki M., Łapkowski W.: Modelowanie rozkładu własności mechanicznych w odkuwkach kutych swobodnie. Rudy i Metale, 42 (1997) 12, 484-489

[114] Sińczak J., Malinowski Z.: Analiza kucia dokładnego w matrycach zamkniętych. Hutnik Wiadomości Hutnicze, 58 (1991) 6, 198-201

[115] Sińczak J., Malinowski Z., Szczepanik S.: Eksperymentalna analiza płynięcia i stan odkształcenia metalu w wykroju wydłużającym i rokującym otwartym. Metalurgia i Odlewnictwo, 18(1992) 1, 37-45

[116] Sińczak J., Moncznik M.: Zakucia w procesie spęczania w kowadłach kształtowych. Hutnik-Wiadomości Hutnicze, 66 (1999) 1,16-21

[117] Sińczak J., Żurek W.: Kucie matrycowe dużych odkuwek. Obróbka Plastyczna Metali, 10 (1999)4,23-29

[118] Skorupa A., Skorupa M.: Wytrzymałość materiałów dla studentów wydziałów niemechanicznych. Kraków, Wyd. AGH, 1996, skrypt nr 1445

[119] Srinivasan N, Prasad Y.V.R.K.: Microstructural Control in Hot Working of IN-718 Su-peralloy Using Processing Map. Metali, and Mat. Transactions A, 25A (1994) 2275-2284

[120] Steininger Z.: Ciągnienie drutów stalowych. Wybrane zagadnienia. Katowice, Wyd. Śląsk 1975

[121] Steininger Z., Grosman F.: Podstawy ciągarstwa. Katowice, Wyd. Politechniki Śląskiej, 1988, skrypt nr 1412

[122] Sun W.P., Hawbolt E.B.: Comparison between Static and Metadynamic Recrystalliza-tion - an Application to the Hot Rolling ofSteels. ISIJ Int., 37 (1997) 1000-1009

[123] Suzuki H.G., Nishimura S., Yamaguchi S.: Physical Simulation of the Continuous Casting of Steels. Symp. Mat. Physical Simulation of Welding, Hot Forming, and Continuous Casting, May 2-4 th, 1988, CANMET, Canada, 166-191

[124] Szczepiński W.: Mechanika plastycznego płynięcia. Warszawa, PWN 1978 [125] Szczepiński W.: Wstęp do analizy procesów przeróbki plastycznej. Warszawa, PWHM

1967 [126] Szyndler R., Gogółka Z.: Kużnictwo. Kraków, Wyd. AGH, 1976, skrypt nr 516 [127] Tarnowski W.: Wspomaganie komputerowe CAD-CAM. Podstawy projektowania tech

nicznego. Warszawa, W NT, 1997 [128] Uhl T.: Wspomaganie komputerowe CAD-CAM. Komputerowo wspomagana identyfika

cja modeli konstrukcji mechanicznych. Warszawa, WNT 1997

Literatura 435

[129] Wasiunyk P.: Kucie matrycowe. Warszawa, WNT 1987 [130] Wasiunyk P.: Kucie na kuźniarkach. Warszawa, WNT 1973 [131] Wasiunyk P.: teoria procesów kucia i prasowania. Warszawa, WNT 1990 {132] Wasiunyk P.: Walcownictwo i ciągarstwo. Warszawa, WSiP 1978 [133] Wasiunyk P., Jarocki J.: Kuźnictwo iprasownictwo. Warszawa, WSiP 1991 [134] Winkler T.: Wspomaganie komputerowe CAD-CAM. Komputerowy zapis konstrukcji

Warszawa, WNT 1997 [135] Won Y.M., Kim K., Yeo T., Hwan OH K.: Effect of Cooling Rate on ZST, LIT and ZD\

of Carbon Steels Near Melting Point. ISU Int., 38 (1998) 1093-1099 [136] Woodall S.M., Schey J.A.: Development of New Workability Test Techniques. J. Mech

Work. Techn., 2 (1979) 367-384 [137] Wosiek E., Nowakowski A.: Kalibrowanie walców. Kraków, Wyd. AGH 1977, skrypt n

549 [138] Zalecenia do obróbki plastycznej metali. Instytut Obróbki Plastycznej. Branżowy Ośro

dek Informacji Naukowej, Technicznej i Ekonomicznej. Praca zbiorowa. INOP. 1978-7S [139] Zalecenia do obróbki plastycznej metali. Instytut Obróbki Plastycznej. Branżowy Ośro

dek Informacji Naukowej, Technicznej i Ekonomicznej. Praca zbiorowa. INOP-2/201 21-78

[Sińczak] - Procesy Przeróbki Plastycznej.pdf

Documents

Transcript of [Sińczak] - Procesy Przeróbki Plastycznej.pdf