Procesy przeróbki plastycznej. Ćwiczenia laboratoryjne

AKADEMIA GÓRNICZO-HUTNICZA im. Stanisława Staszica w Krakowie

PROCESY PRZERÓBKI PLASTYCZNEJ ĆWICZENIA LABORATORYJNE PODSTAWY TEORETYCZNE I WYKONAWSTWO ĆWICZEŃ

Praca zbiorowa pod redakcją DR HAB. INŻ. J A N A S I Ń C Z A K A , 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, wy­ maganych przy przygotowaniu się do ćwiczeń laboratoryjnych z przeróbki plastycznej metali przez studentów Wydziału Metalurgii i Inżynierii Materiałowej AGH, studiujących na kierun­ kach kształcenia: Metalurgia i Inżynieria Materiałowa. Podręcznik został opracowany przez zespół pracowników Zakładu Plastycznej Przeróbki Meta­ li, 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 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 BIBLIOTEKA

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

2001

SPIS TREŚCI OD AUTORÓW

<

WYKAZ OZNACZEŃ

11 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 X. 2.

Procesy przeróbki plastycznej - ćwiczenia laboratoryjne STATYCZNA PRÓBA ROZCIĄGANIA 2.1. WPROWADZENIE 2.2. PRÓBKI DO BADAŃ (23:: WYKRES ROZCIĄGANIA - PUNKTY CHARAKTERYSTYCZNE "2.41 UMOWNY I RZECZYWISTY WYKRES ROZCIĄGANIA 275. ENERGIA ODKSZTAŁCENIA 2.6.; WYKRESY ROZCIĄGANIA RÓŻNYCH MATERIAŁÓW 2.6.1. Wpływ zawartości węgla i innych składników stopowych 2.6.2. Wpływ różnych procesów technologicznych

61 61 61 62 65 67 68 i 68 i 69

3.

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

71 71 71 72 75 75

4.

PRÓBA PLASTYCZNEGO SKRĘCANIA 4.1. WARUNKI REALIZACJI PRÓBY PLASTYCZNEGO SKRĘCANIA METALI 4.2. RODZAJE PRÓBEK DO BADAŃ PLASTOMETRYCZNYCH 4.3. STAN NAPRĘŻENIA I ODKSZTAŁCENIA W PRÓBIE SKRĘCANIA 4.4. KRZYWA PŁYNIĘCIA METALI - PUNKTY CHARAKTERYSTYCZNE 4.5. NAPRĘŻENIE UPLASTYCZNIAJĄCE - OPIS ANALITYCZNY 4.6. WPŁYW PARAMETRÓW PROCESU PRZERÓBKI PLASTYCZNEJ NA NAPRĘŻENIE UPLASTYCZNIAJĄCE STALI 4.6.1. Wpływ wielkości odkształcenia 4.6.2. Wpływ temperatury odkształcenia 4.6.3. Wpływ prędkości odkształcenia 4.7. ODKSZTAŁCALNOŚĆ GRANICZNA STALI

79

^ 5.

NIERÓWNOMIERNOŚĆ TARCIA I ODKSZTAŁCENIA W PROCESACH PRZERÓBKI PLASTYCZNEJ 5.1. NIERÓWNOMIERNOŚĆ TARCIA POWIERZCHNIOWEGO 5.2. WSPÓŁCZYNNIK TARCIA - CZYNNIK TARCIA (T£) SMAROWANIE W PROCESACH PRZERÓBKI PLASTYCZNEJ 5.4. DOŚWIADCZALNE METODY OKREŚLANIA WSPÓŁCZYNNIKA TARCIA W WALCOWNICTWIE 5.4.1. Metoda kąta chwytu naturalnego 5.4.2. Metoda wyprzedzenia maksymalnego (537) DOŚWIADCZALNE METODY OKREŚLANIA WSPÓŁCZYNNIKA — TARCIA W KUŹNICTWIE

80 81 82 84 87 90 90 91 93 95

97 98 _ 99 100 101_ 102 102 104

Spis treści

5.6.

5.7.

(5JT) ^"^^

5.5.1. Metoda stożków Siebela - Pompa 5.5.2. Metoda klina Tarnowskiego 5.5.3. Metoda pierścieni Burgdorfa DOŚWIADCZALNE METODY OKREŚL ANI A WSPÓŁCZYNNIK A TARCIA W CIĄGARSTWIE 5.6.1. Metoda wirującego ciągadła Sachsa 5.6.2. Metoda dzielonego ciągadła Mac Lellana NIERÓWNOMIERNOŚĆ ODKSZTAŁCENIA W PROCESACH PRZERÓBKI PLASTYCZNEJ 5.7.1. .Nierównomierność odkształcenia przy walcowaniu (5^772!) Nierównomierność odkształcenia przy kuciu swobodnym 5.7.3. Nierównomierność odkształcenia przy ciągnieniu CZYNNIKI TECHNOLOGICZNE WPŁYWAJĄCE NA WSPÓŁCZYNNIK TARCIA

5

104 105 107 ~ , 108. 108 110 111 111 115 117 118"

PODSTAWY TEORETYCZNE PROCESÓW PRZERÓBKI PLASTYCZNEJ 6.

7.

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 PROCESY WALCOWANIA SKOŚNEGO 7.1. PROCESY PRODUKCJI RUR STALOWYCH 7.1.1. Procesy produkcji rur bez szwu / 7.1.2. Procesu produkcji rur ze szwem 7.2. WYTWARZANIE TULEI RUROWYCH W WALCARCE SKOŚNEJ 7.3. KALIBROWANIE NARZĘDZI ODKSZTAŁCAJĄCYCH

153 153 153 154 155 157

P r o c e s y p r z e r ó b k i plastycznej - ć w i c z e n i a laboratoryjne

6

7.4. 7.5. 7.6. 7.7. 7.8.

7.9. 8.

WARUNEK CZWYTU PIERWOTNEGO I WTÓRNEGO MIARY ODKSZTAŁCENIA PLASTYCZNEGO W PROCESIE WALCOWANIA DZIURUJĄCEGO PARAMETRY GEOMETRYCZNE STREFY ODKSZTAŁCENIA PARAMETRY KINEMATYCZNE STREFY ODKSZTAŁCENIA PARAMETRY SKRĘCENIA WARSTW METALU 7.8.1. Parametry skręcenia w strefie odkształcenia 7.8.2. Parametry skręcenia na tulei rurowej PARAMETRY SIŁOWE PROCESU WALCOWANIA DZIURUJĄCEGO

161 163 165 165 167 167 169

PROCESY KUCIA SWOBODNEGO (8T) CHARAKTERYSTYKA I ZAKRES ZASTOSOWANIA KUCIA SWOBODNEGO 8.2. MASZYNY DO KUCIA SWOBODNEGO 8.3. NARZĘDZIA DO KUCIA SWOBODNEGO ( 8 A ) RODZAJE I KSZTAŁTY MATERIAŁU WSADOWEGO ( S T ) STOPIEŃ PRZEKUCIA 8.6. PODSTAWOWE OPERACJE KUCIA SWOBODNEGO G^ÓTT?) Spęczanie Wydłużanie 8.6.3. Dziurowanie 8.7. PRZYKŁAD TECHNOLOGII KUCIA SWOBODNEGO 8.8. KUCIE PÓŁSWOBODNE

172

PROCESY KUCIA MATRYCOWEGO <J?P CHARAKTERYSTYKA PROCESU 9.2. MASZYNY DO KUCIA MATRYCOWEGO (gT) MATRYCE - MATERIAŁY I KONSTRUKCJA 9.4. METODY I ETAPY WYPEŁNIANIA WYKROJU MATRYCOWEGO 9.4.1. Wypełnianie wykroju matrycującego otwartego 9.4.2. Wypełnianie wykroju wykańczającego w matrycach zamkniętych ( 9 X ) PROJEKTOWANIE TECHNOLOGII KUCIA MATRYCOWEGO 9.5.1. Dobór wykrój ów pomocniczych 9.5.2. Przykłady technologii kucia odkuwki matrycowej 9.6. DOBÓR WIELKOŚCI MASZYNY DO KUCIA MATRYCOWEGO

194 194 196 198 200 200 202 204 204 205 207

CteT)

9.

159

10. PROCESY WYCISKANIA 10.1. WPROWADZENIE 10.2. METODY WYCISKANIA 10.3. STAN ODKSZTAŁCENIA 10.4. PARAMETRY STANU ODKSZTAŁCENIA PRZY WYCISKANIU 10.4.1. Stopień odkształcenia

172 173 174 176 177 179 179 183 188 191 192

210 210 211 212 214 214

Spis treści

10.4.2. PRĘDKOŚĆ ODKSZTAŁCENIA 10.4.3. TARCIE POWIERZCHNIOWE I SMAROWANIE 10.5. SIŁA WYCISKANIA 10.6. PROCES TECHNOLOGICZNY 10.6.1. PODSTAWOWE ZASADY OPRACOWANIA PROCESU WYCISKANIA.. 10.6.2. OPRZYRZĄDOWANIE 10.6.3. WYCISKANIE HYDRAULICZNE 10.6.4. WYCISKANIE PRĘTÓW, RUR I KSZTAŁTOWNIKÓW

7

215 216 217 220 220 221 221 222

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

P r o c e s y p r z e r ó b k i plastycznej - ć w i c z e n i a 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 13.1. WŁASNOŚCI UŻYTKOWE I JAKOŚĆ WYROBU PO PRZERÓBCE PLASTYCZNEJ 13.2. NORMY ODBIORU I KONTROLI JAKOŚCI WYROBÓW 13.3. PRÓBA TŁOCZNOŚCI BLACH METODĄ ERICHSENA 13.4. PRÓBA TŁOCZNOŚCI BLACH METODĄ FUKUI 13.4.1. Ocena tłoczności blach 13.4.2. Pomiar anizotropii własności blach 13.5. WYZNACZENIE WSPÓŁCZYNNIKA ANIZOTROPII NORMALNEJ METODĄ LANKFORDA 13.6. PRÓBA WIELOKROTNEGO PRZEGINANIA BLACH I TAŚM 13.7. TECHNOLOGICZNA PRÓBA ZGINANIA 13.8. PRÓBA SPŁASZCZANIA RUR 13.9. PRÓBA JEDNOKIERUNKOWEGO SKRĘCANIA DRUTU 13.10. PRÓBA DWUKIERUNKOWEGO PRZEGINANIA DRUTU 13.11. KONTROLA JAKOŚCI ZAWLECZKI

303 303 305 306 308 310 310 311 312 314 317 318 319 321

BAZA LABORATORYJNA WRAZ Z OPRZYRZĄDOWANIEM POMIAROWO-OBLICZENIOWYM 14. LABORATORIA BADAŃ TECHNOLOGICZNYCH W ZAKRESIE TEORETYCZNYCH PODSTAW PROCESÓW PRZERÓBKI PLASTYCZNEJ 14.1. LABORATORIA POMIARÓW WŁASNOŚCI MECHANICZNYCH 14.2. LABORATORIA POMIARÓW NA WYROBACH GOTOWYCH

327 327 330

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

332 332

Spis treści

9

15.2. LABORATORYJNA WALCARKA KWARTO 15.3. LABORATORIUM KUŹNICTWA 15.4. LABORATORIUM NIEKONWENCJONALNYCH TECHNOLOGII KSZTAŁTOWANIA METALI 15.5. LABORATORIUM CIĄGARSTWA 15.6. LABORATORIUM TŁOCZNICTWA

336 337

16. BAZA TECHNIK POMIAROWYCH I OBLICZENIOWYCH. 16.1. APARATURA POMIAROWA 16.1.1. Podstawy pomiarów tensometrycznych 16.1.2. Pomiar siły nacisku na narzędzie odkształcające 16.1.3. Pomiar momentu skręcającego na łączniku 16.1.4. Obróbka oscylogramu 16.2. BAZA DO OBLICZEŃ KOMPUTEROWYCH W ZAKRESIE MODELOWANIA TECHNOLOGICZNYCH PROCESÓW PRZERÓBKI PLASTYCZNEJ 16.2.1. Laboratoria komputerowe 16.2.2. Programy do symulacji termo-mechanicznej procesów przeróbki plastycznej 16.2.3. Pakiet programów do komputerowego wspomagania projektowania narzędzi do przeróbki plastycznej

344 344 344 345 347 347

338 339 341

350 350 352 353

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

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

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, wy­ maganych 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 jednoli­ tej monografii - opracowania ogólnie dostępnego, które zapewniłoby odpowiedni zakres wie­ dzy, dotyczącej własności fizycznych i mechanicznych materiałów oraz praw mechaniki pły­ nięcia podczas ich plastycznego odkształcania. Duże bogactwo procesów przeróbki plastycznej, dotyczy działalności stosowanej do wy­ konywania wszelkiego rodzaju wyrobów powszechnego użytku. Ta dziedzina wiedzy jest czę­ sto 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 poszcze­ gólnymi 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 głębsze­ go studiowania teorii procesów, wchodzących w zakres zainteresowań Studenta. Podano rów­ nież zasady działania nowoczesnego systemu Gleeble 3800, umożliwiającego symulację fi­ zyczną zagadnień wytwarzania i obróbki cieplno-plastycznej metali i ich stopów. W drugiej części skryptu omówiono zakres i sposób wykonywania poszczególnych ćwiczeń laboratoryj­ nych 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

WYKAZ

a a A, A A A A b A50, A

F

r

c

E

0

śr

80

-

B c c,c Cd, c , c C cos cpa cos (p pF. M

wskaźnik naprężeń, tj. współczynnik uwzględniający wpływ średniego naprężenia głównego na warunek plastyczności, ramię działania siły nacisku wydłużenie względne lub równomierne skrócenie względne aksjator tensora stanu odkształcenia aksjator tensora stanu naprężenia średnia szerokość powierzchni styku wydłużenie względne w próbie rozciągania, odpowiednio dla bazy próbki 50 i 80 mm siła bezwładności

stała podatności sprężystej materiału walców stałe związane z poziomem siły i energii dla prasy stałe charakteryzujące kształt wytłaczanego wyrobu stała kalibrowania układu ciągłego wskaźnik stanu odkształcenia wskaźnik stanu naprężenia stała pomiaru siły nacisku lub momentu obrotowego, określana teoretycznie d, d - średnica wyrobu lub kęsa D - średnica narzędzia odkształcającego D - dewiator stanu odkształcenia D - dewiator stanu naprężenia E, E - współczynnik sprężystości wzdłużnej materiału (stała materiałowa, tzw. moduł Younga) przy rozciąganiu lub ściskaniu E' - moduł plastyczności F, F - całkowita siła nacisku narzędzia zewnętrznego lub na jednostkę szero­ kości walcowanego pasma F , F - 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 F

L

g

h

0

r

k

E

D

c

b

n

p

~ -

OZNACZEŃ

14

Procesy przeróbki plastycznej - ćwiczenia laboratoryjne

k k (KPI) k, ku, k -

współczynnik wzrostu oporu plastycznego przy kuciu opór plastyczny współczynnik wpływu temperatury, prędkości i stopnia odkształcenia na granicę plastyczności K - moduł odkształcenia objętościowego (moduł ściśliwości) K = (D /d) - stopień odkształcenia przy tłoczeniu KC - udarność 1 - cosinus kierunkowy l , l - rzut długości łuku styku walca spłaszczonego i nie spłaszczonego lo - baza pomiarowa próbki do rozciągania 1 , W - posuw bezwzględny i względny przy kuciu ł - wielkość podania metalu w walce przy walcowaniu skośnym L , L , L - długość stref: dziurowania, całkowita i rozwalcowania przy walcowaniu skośnym L, L - praca odkształcenia sprężystego i plastycznego m - cosinus kierunkowy; czynnik tarcia; masa części spadających przy ku­ ciu; wysunięcie główki; współczynnik tłoczenia; współczynnik umoc­ nienia m = (d/D) - współczynnik ciągnienia (wytłaczania) M - moment siły zewnętrznej M , M - moment obrotowy i walcowania MI, M , M - niezmienniki tensora stanu odkształcenia n - cosinus kierunkowy; liczba ruchów roboczych maszyny kuźniczej n , n - współczynnik wpływu szerokości pasma i stanu naprężenia na średni nacisk jednostkowy n , n - prędkość skręcania lub obrotowa walców n - wykładnik umocnienia dla blachy w kierunku prostopadłym do kierun­ ku walcowania n - normalna do powierzchni nacisku; średnia wartość wykładnika umoc­ nienia N - liczba przegięć lub skręceń do zniszczenia próbki; normalna siła nacisku NI,N , N - niezmienniki tensora stanu naprężenia p (p ) - średni nacisk jednostkowy q - współczynnik wzrostu oporu plastycznego przy kuciu r - promień pasma R - współczynnik anizotropii normalnej Lankforda R, R - 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 T f

t

E

0

c

d

P

sx

d

00

r

p

0

W

2

3

b

c

s

w

90

2

3

n

b

{

2

W y k a z oznaczeń

R R R02 R m

u

90

-

R S S , S op

w

t t T T, T T T u, v, w U v, v v, v , vi s

x

E

CT

c

Q

-

v ,v V w m

w

W W ;W gk

zd

-

x, y, z X, Y, Z z Zj, z \ Z Z, Z a, a a a (a ) P r

opt

ch

-

y -

15

granica wytrzymałości na rozciąganie, granica wytrzymałości na zerwanie, umowna granica plastyczności, współczynnik anizotropii normalnej Lankforda, dla blachy w kierunku prostopadłym do kierunku walcowania średnia wartość współczynnika Lankforda powierzchnia przekroju poprzecznego; szczelina między beczkami walców wielkość opóźnienia i wyprzedzenia przy walcowaniu czas wielkość liniowego skręcenia intensywność naprężeń stycznych; siła tarcia; temperatura odkształcenia temperatura topnienia siła hamowania tensor stanu odkształcenia tensor stanu naprężenia składowe przemieszczeń energia odkształcenia prędkość poślizgu i ciągnienia liniowa prędkość ruchu, lub na wejściu i na wyjściu ze strefy odkształ­ cenia liniowa prędkość metalu i walców roboczych objętość współczynnik wpływu prędkości odkształcenia na opór plastyczny przy kuciu wskaźnik przekroju przy zginaniu, wykładnik potęgowy przy określaniu poszerzania; wypadkowa sił zewnętrznych względna grubość krążka lub warunek zastosowania dociskacza przy wytłaczaniu osie kartezjańskiego układu współrzędnych składowe sił masowych odniesione do jednostki masy gniot względny; współczynnik wpływu kształtu narzędzia na opór pla­ styczny przy kuciu zgniot idealny; zgniot początkowy siła zewnętrzna, działająca na pasmo przewężenie względne i równomierne kąt ciągnienia: stosowany i optymalny współczynnik anizotropii kąt chwytu kąt sprężynowania; kąt zukosowania walca w walcarce skośnej; współ­ czynnik poszerzenia kąt płaszczyzny neutralnej; kąt rozwalcowania walca skośnego; masa

16

Procesy przeróbki plastycznej - ćwiczenia laboratoryjne

y YXY, YYZ, YZX ~ 7,2, 723,731 RI,R S §CH, §CHK okt

2

c

_

G

8J 5 8I, 8„ i|/ 8, § 8], 8 , 8 Ab, Ah, Al Ab/Ah At AT Au Ax AF AS Ei = e s KR

r

P

s

2

3

s

H

m

8

o k t

£1, e , s r

£

t

~ -

£

P, PZ ~~ s , s ,8 e , e , ei wb

w l

wh

b

h

£1, s , £ E 8 e £ r\ 2

3

n

R o

t

-

r|P r) ,ri, X 0

właściwa; współczynnik gniotu kąt odkształcenia postaciowego w płaszczyźnie oktaedrycznej kąty odkształcenia postaciowego w układzie odniesienia x, y, z kąty odkształcenia postaciowego w układzie głównym sferyczna powierzchnia nieciągłości prędkości gniot procentowy na średnicy kęsa przy walcowaniu skośnym gniot na średnicy zewnętrznej kęsa - tulei w strefie odkształcenia, za­ pewniający spełnienie warunków chwytu: wtórnego na główce dziurującej i pierwotnego pełnego kęsa intensywność odkształceń skończonych gniot krytyczny przy walcowaniu skośnym kąty odkształcenia liniowego, stycznego i promieniowego wskaźniki kształtu powierzchni pasma i styku przy walcowaniu główne odkształcenia rzeczywiste poszerzenie, gniot i wydłużenie bezwzględne wskaźnik poszerzenia zmiana skręcenia liniowego wypadkowa sił naciągów przy walcowaniu elementarny przyrost przemieszczenia elementarny przyrost przemieszczenia w kierunku osi x elementarny przyrost siły zewnętrznej elementarny przyrost powierzchni nacisku intensywność odkształcenia; odkształcenie uogólnione odkształcenie średnie odkształcenie oktaedryczne odkształcenie logarytmiczne w kierunku wzdłużnym, promieniowym i stycznym odkształcenie postaciowe rzeczywiste i w przy złomie poszerzenie, gniot i wydłużenie względne odkształcenie rzeczywiste logarytmiczne w kierunku poprzecznym, pionowym i wzdłużnym główne odkształcenia logarytmiczne odkształcenie w kierunku normalnej do powierzchni krytyczna odkształcenie w momencie złomu całkowite niejednorodne odkształcenie zastępcze prędkość odkształcenia współczynnik lepkości dynamicznej; współczynnik sprawności procesu kucia wskaźnik tłoczności wg Fukui współczynniki prędkości osiowej i stycznej stała materiałowa Lamego; współczynnik wydłużenia

W y k a z oznaczeń

X jo, ME, (^o v T

CT

^

~ -

p a o -

Gk a a c j ; <j\ o (ARJP) RJ, RJY a,; a ; a x x t

17

współczynnik nierównomierności tarcia powierzchniowego stała materiałowa Lamego; współczynnik tarcia wskaźnik odkształceń i naprężeń Lodego współczynnik przewężenia poprzecznego (stała materiałowa, tzw. liczba Poissona) gęstość ciała; kąt tarcia naprężenie bazowa wartość granicy plastyczności

~ intensywność naprężeń (naprężenie uogólnione) - naprężenie średnie - naprężenia normalne na powierzchni styku - naprężenia przeciwciągu i naciągu - naprężenie uplastyczniające - opory płynięcia w strefie odkształcenia - naprężenie w chwili pękania (złomu) - naprężenia główne - naprężenie styczne - naprężenie styczne na płaszczyźnie oktaedrycznej - naprężenie styczne na powierzchni styku metalu i narzędzia; granica plastyczności przy ścinaniu x , x , t i - główne naprężenia styczne (p - kąt skrętu gwiazdy Pełczyńskiego (|> - współczynnik odkształceń zbędnych ^o,^i - współczynnik przeciwciągu i naciągu =

m

n

0

p

2

3

okt

s

12

23

3

Q

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, odrzu­ cając 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 — AS-^0

Rys. 1.1.

A

O- ) 1

*

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

22

Teoretyczne podstawy ksztaitowania plastycznego

Naprężenie, występujące w danym punkcie i danej płaszczyźnie przekroju jest wekto­ rem. Naprężenie a - występujące na danej powierzchni, można rozłożyć na dwie składowe (rys. l.lb): 1) składową normalną do powierzchni a , zwaną naprężeniem normalnym, 2) składową styczną do powierzchni x , 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, pozwalają­ cy na określenie stanu naprężenia, panującego w otoczeniu tego punktu. Stan ten będzie opisa­ ny 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 n

s

CT

|

C T

ij|

= C T

li 12 13 CT

CT

21

CT

CT

a

31

3

a

2

3

22

CT

23

O- ) 2

3

która jest tensorem naprężenia w punkcie x , 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]. s

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 > a , tzn. maksymalną, średnią i minimalną, aby tensor naprężeń był tensorem diagonalnym, tzn. o postaci aj 0 0 2

N

=

0 0

a 0

2

0 a

3

(1.3)

3

Takie kierunki nazywamy kierunkami głównymi, a odpowiadające im wartości naprę­ żeń - 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 - N ! a + N C T - N =0 3

2

2

3

(1.4)

niezależnymi od kierunków przyjętego układu odniesienia, są: niezmiennik pierwszy, albo liniowy, przedstawiający sumę składowych ustawionych na głównej przekątnej tensora naprężenia N] = a + a + a =const (1.5) t

-

2

3

niezmiennik drugi, zwany kwadratowym, stanowiący sumę minorów wyjętych z wy­ znacznika według elementów przekątnej głównej

1. Wybrane elementy z teorii odkształceń plastycznych

23

N = + CT2 3 3 l (1.6) niezmiennik trzeci, zwany sześciennym, jest rozwinięciem wyznacznika utworzonego z głównych składowych tensora naprężeń CT

+0

CT

2

-

N

-

3

= rjjC^c^

(1.7)

wielkość uważana także za niezmiennik, a nazywana średnią wartością naprężeń głów­ nych, 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 pro­ stopadłościanu o krawędziach równoległych do kierunków głównych, można przyjąć, że schemat głównych naprężeń jest jednakowy dla wszystkich punktów ciała i określa stan naprę­ żenia 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 , tj. wszechstronne równomierne ściskanie lub rozciąganie o wielkości średniej, dążące do zmiany objętości elementu w zakresie sprężystym. m

24

2)

Teoretyczne podstawy kształtowania plastycznego

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

-

3

tensor, w którym elementy położone na przekątnej głównej są sobie równe a , noszący nazwę aksjatora naprężenia A zwanego także tensorem kulistym; tensor, w którym suma elementów, położonych na przekątnej głównej równa jest zeru, noszący nazwę dewiatora naprężenia D . m

c

-

c

Można to zapisać w postaci T = A CT

T

^yx

X

T

xy

^zy T

^xz

0

zx

= 0

x

CT

Ł

xy

lub po rozwinięciu

a

m

CT

0 +

0

z

CT

0

+D

a

T

u

yx

y

T

m

zx L

zy

0

którą w układzie naprężeń głównych można przekształcić do postaci 0 0 0 0 0 0 1 m <*1 0 0 0 = 0 0 + 0 2 " m 0 0 0 0 0 0 3

CT

(1.9)

CT

CT

a

(1.10)

CT

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 plastycz­ ny, co definiuje hipoteza energii odkształcenia postaciowego, wg której uogólnione naprężenie zastępcze (intensywność naprężenia) wynosi c

V2 / i = H = — V(cfi - cy ) + (<^2 C

2

2

+ (cr - O"! ) 3

2

(1.11)

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

25

1. Wybrane elementy z teorii odkształceń plastycznych

b)

a)

M

*1

Ekstremalne naprężenia styczne

Kosinusy 1

0

0

±1

m

0

±1

0

n

±1

0

0

0 0

'j; 0

c)

Rys. 1.4.

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

a

+ o^m

n

= rj]l

(1.12)

+ 0311

+ + °W ~ ( l ' + 2 + (1.13) Metodą kolejnych podstawień i przekształceń otrzymuje się zbiór sześciu wartości kosinusów 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). x

n = Pn - n = a

CT

2

a

m

2

26

Teoretyczne podstawy kształtowania plastycznego

Dla sześcianu, którego krawędzie zorientowano zgodnie z naprężeniami głównymi, poło­ żenie tych płaszczyzn zobrazowano na rysunku 1 Ac, a ich wartości (moduły wektorów) obli­ czono: 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 Przechodzi przez oś 3 lub jest do niej równoległa

Naprężenia normalne

12

3=Y( 1 °2)

ct

przechodzi przez oś 1 lub jest do niej równoległa

ct

T

+

°l = ^ ( 2 + ° ) 0

3

przechodzi przez oś 2 lub jest do niej równoległa

CT

Naprężenia styczne

2 = ^(°3 l) + 0

= ±

^ ( l ~ 2)

23 j (

T

= ±

a

C T

CT

2 -cr ) 3

*3l = ±'J( 3 - l) CT

CT

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)

Rys. 1.5.

b)

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, 3 7 , 7 0 , 100, 130]. Okręgi kół głównych K i , K i K przedstawiają płaski stan naprężeń. 2

3

27

1. Wybrane elementy z teorii odkształceń plastycznych

Miejscem geometrycznym punktów, których współrzędne w układzie (a, x) określają składowe naprężenia (normalną i styczną) w przekroju o orientacji dowolnej względem kierunków głów­ nych, 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 aj jest intensywnością naprężenia normalnego dla kierunków głównych, który bę­ dzie omówiony w dalszej części rozważań. Geometrycznie podobne koła charakteryzuje para­ metr Lodego-Nadaia p. określany wzorem CT

t i o

=

2(a -a3)_ 2

CTj — CJ3

1 =

2a -(a 2

1 +

a ) 3

CJ[ — CJ3

opisujący rodzaj stanu naprężenia (tab. 1.2).

( 1

1 5 )

28

Teoretyczne podstawy kształtowania plastycznego

Parametr Lodego-Nadaia \x dla różnych stanów naprężenia

T a b e l a 1.2.

a

Rodzaj naprężeń a =a =0 a, * 0

Stan naprężenia jednoosiowe rozciąganie

2

jednoosiowe ściskanie

a, = a = 0 2

czyste ścinanie

rjl = - r j

3

o a

3 2

Kątcp 7t/3 0

Parametr u u= -1 U = +1

-n/2

P. = 0

0

3

*0 =0

a

c

a

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

u =V3ctg^p +£j a

(1.16)

0

gdzie kąt cp spełnia warunek - — < (p < —. 0

0

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 kierun­ ków głównych - rys. 1.6), co uzasadnia stosowany często zapis poprzez naprężenia oktaedryczne. 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 |)

(1-17)

- składową normalną, działającą na tej powierzchni ° n = ^ (

c

r

l

+

0

2 +

0

3 ) =

0

(1.18)

m

Składową styczną (naprężenie styczne) na płaszczyźnie oktaedrycznej oblicza się na pod­ stawie związku T

2 2 okt = P n -

C T

2

^l 2

n = - ^ 1

+

CT

2 2 +

3

2

(1.19)

CT

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

^okt = ^ V(l - 2 f + (<*2 - 3 f + (<*3 " Ol f = | Vl2 + 2 3 + ^31 a

a

a

T

T

Ostatecznie związek między odkształceniami i naprężeniami wyraża zależność, iż T

okt = —

CT

H

•

(1.20)

1. Wybrane elementy z teorii odkształceń plastycznych

29

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 .

Ax->0

A x

_

(1.21)

u*

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 a składowe tego przemieszczenia - oznaczonego przez u', v' i w', mogą być zapisane jako różniczki zupełne 3u , da , 3u , u = u + — d x + — dy + — dz 5x dy dz i;

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

(1.22)

= V H

r

du, *3y !f

u

d

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. Dodat­ nim 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 od­ kształceń [70, 100], które zapewniają ciągłość metalu podczas dokonywanych odkształceń plastycznych.

30

Teoretyczne podstawy kształtowania plastycznego

Tabela 1.3. Zależności analityczne do obliczania odkształceń liniowych i kątowych Jednostkowe wydłużenia liniowe du dx dv dy dw 8.

Kąty odkształcenia postaciowego _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, zestawio­ ne w tabeli 1.3, które można przedstawić w postaci macierzy 1 1 Ex "2~Yyx 2 1 1 (1.23) T = "^Yzy £y Yzy Y z x

2

1

1

"^"Yxz

"2~Yyz

Odkształcenia główne wyznacza się z rozwiązania równania trzeciego stopnia, które przyjmuje postać 3 l( \ M 2 £ — £ ( £ + £y + £ ) + £ £x^y + £y£z + £z^x ~ \ Y x y —

x

z

e

e

+

x y z

2

Yzx

(1.24)

1_ e

2

Yyz

1^

^"YxyYyzYzx

e

2

"~7\ xYyz

e

2

e

2 \

yYzx ~*~ zYxy /

0

Równanie to ma zawsze trzy pierwiastki rzeczywiste, na ogół różne od siebie, które ukła­ damy tak, aby spełniona była nierówność £j > e > £ 3 . Współczynniki równania sześciennego 2

(1.24) - które są niezmiennikami tensora odkształcenia, zapisujemy - poprzez odkształcenia główne, w postaci M = £j + e + £ 3 = const l

M

2

= £

2

1

£

+ £

2

M = s,e e 3

2

2

£ 3

+

E E 3

1

3

przy czym jako niezmiennik jest uważane także średnie odkształcenie

(1.25)

31

1. Wybrane elementy z teorii odkształceń plastycznych

£ +e -re 1

2

(1.26)

3

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

0

Sl

0 0

£

0

2

0

E

£

m 0 = 0 0 3

£

£

e

0

0

m 0

0 +

£ l

-£

0

m

0 0

£ -e 0 2

0 (1.27)

0 m

£, -£„

W teorii odkształcenia wyróżnia się oddzielne niezmienniki aksjatora i dewiatora od­ kształcenia, co zobrazowano w tabeli 1.4. Tabela 1.4. Niezmienniki aksjatora i dewiatora odkształceń Niezmienniki aksjatora odkształceń M] = Ej + e + £ 3 = M]

My = £ 1

2

£

M

' _( i+S2+£3) 3

2

2

• f£ £ e Y 1 +

3

l

2 +

3

3

J

Niezmienniki dewiatora odkształceń

_M? 3

M

+

M-> = M 1

2

9

1

« __ M =M, i i 3

£

2

+

£3

- 3£ = 0 m

3 M[M 2 -—- + — Mi 3 27 2

3

27

Aksjator tensora odkształcenia przedstawia odkształcenia czysto objętościowe (spręży­ ste), 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 naprę­ żenia, za pomocą kół Mohra (rys. 1.8). Przyjmując na osi odciętych e , zaś na osi rzędnych ^y , możemy odwzorować stan od­ kształcenia 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 płaszczy­ znach 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. n

n

32

Teoretyczne podstawy kształtowania plastycznego

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 oblicza­ ne są wzorami £

i =

£

2 =

£

3 =

£

m+ H

£

£

C

O

S

(

Po 47T.

N

m +

e

m +

£

H COSJ^

( £

H

C

0

S

(1.28)

3

2n ^ 0 +

—

gdzie s jest intensywnością odkształcenia, która omówiona będzie w dalszych rozważaniach. Kąt skręcenia gwiazdy tp zależy od wzajemnego stosunku wartości odkształceń i jest taki sam dla odkształceń i naprężeń. Wzajemny stosunek wartości odkształceń, wyrażony przez cos(p , nazywa się wskaźnikiem schematu odkształceń definiowanym przez parametr Lodego H

0

E

2E -(S +£ )_ 2

1

£

i -

£

3

T

6

(1.29)

3

przyjmującym wartości podane w tabeli 1.5. Tabela 1.5. Parametr Lodego u dla różnych stanów odkształcenia E

Stan odkształcenia jednoosiowe rozciąganie jednoosiowe ściskanie czyste ścinanie

Rodzaj odkształceń £ =£ =0 2

i

e[ = s = 0 2

£, = —£

3

£ =0 2

Kąt (3 0

Parametr p

n/6

m=o p = +i

n/3

R = -1 E

E

n

I

33

1. Wybrane elementy z teorii odkształceń plastycznych

r — £ i

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

Można również przedstawić odkształcenia w płaszczyźnie czworościanu, która ma nor­ malną, jednakowo nachyloną do kierunków głównych, mającą kosinusy kierunkowe równe i wynoszące 1/V3 . Kąt odkształcenia postaciowego, powstały na tej płaszczyźnie oktaedrycznej, wynosi Tokt = | ^ ( S I - S

2

)

2

+ ( E 2 - E 3 )

2

+ (

I

:

3 - S I )

(1

2

-30)

W teorii plastyczności bardzo często korzystamy z wielkości proporcjonalnej do oktaedrycznego kąta odkształcenia, a mianowicie £i=

^b)

yokt

(L31)

którą nazywamy intensywnością odkształcenia lub uogólnionym odkształceniem zgodnie z wzorem £

I

=

£

1.2.5.

H

=

:

Y - - J ( E I - E 2 )

2

+ ( S 2 - E 3 )

2

+ (

£

3 -

£

I )

2

(1-32)

Podstawowe równania teorii plastyczności

W zakresie odkształceń sprężystych każdemu stanowi naprężenia odpowiada ściśle okre­ ślony 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 po­ przednich. 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, zacho­ dzących pod wpływem danego stanu naprężenia, pokrywają się.

34

-

Teoretyczne podstawy kształtowania plastycznego

Prawo plastycznego płynięcia - przyrosty składowych stanu odkształcenia dej, de i ds są proporcjonalne do odpowiednich składowych stanu naprężenia a c i o zmniejszo­ nych o wartość naprężenia średniego a , co opisuje związek 2

h

2

3

3

m


d =

£

2

d g =

3

=

( 1

3

-

3

3

)

P

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

p

b)

a) struktura ziarenkowa

powstawanie substruktury komórkowej -przemiany splotów dyslokacji w granice ziaren

struktura ziarenkowa przemiany splotów dyslokacji w granice ziaren

odkształcenia uzyskiwane w warunkach zachowania spójności odkształcenia uzyskiwane w większości procesów obróbki plastycznej Rys. 1.10. Zmiany naprężenia uplastyczniającego a podczas odkształcania [15]: a - na zimno; b - na gorąco p

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.

35

1. Wybrane elementy z teorii odkształceń plastycznych

Ad. 1) Równania statyczne, czyli trzy warunki równowagi wewnętrznej Naviera dx 5rj 5T + - + pX = 0 dx 5y dz dx 5x • + — -+ - + pY = 0 5x óy dz yx

x

2 X

xy

zy

(1.34)

da

+ pZ = 0 dx 5y dz kojarzone łącznie z warunkami brzegowymi (wzór (1.151) w [70]). 9

t

x z

z

Ad. 2) Równania geometryczne, czyli sześć związków Cauchy'ego _du ^ . ^L ~ 5x' dy dx dv dv dw y=T~; Yyz= — + — dy' dz dy dw _ dw óu oz ox oz Ad. 3) Równania fizykalne, czyli: =

£ x

+

x y

(

E

y z

prawo zmiany objętości, które dla ciała nieściśliwego zapisać można w postaci e +s +s =0 x

-

y

z

1 3 5

)

(1.36)

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

y

o -o y

CT

Z

-CJ

z

X

y

x

xy

x y

=2G'(£ -£ )

T =G'y

=2G'(E -E )

x

y

Z

2

x

Y Z

Z X

=G'y

y z

(1.37)

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 brzego­ wych. -

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 plastycz­ nym, a proces trwałej zmiany postaci, zachodzący w tym stanie, określa się jako odkształcenie plastyczne. Poszczególne objętości metalu przemieszczają się względem siebie pod działaniem

36

Teoretyczne podstawy kształtowania plastycznego

sił zewnętrznych i metal otrzymuje żądany kształt bez naruszenia spójności międzykrystalicznej, przy czym tę jego zdolność nazywamy plastycznością. Analizując krzywe umocnienia, tj. zależności a = f(s) znanych metali i stopów, pokaza­ ne 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

)

c)

a

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 a k a musi być przyłożona siła, by wywołać zamierzone odkształcenie plastyczne. Prowadzi to do rozwiązania zagadnień:

1) 2)

przy jakim stanie naprężeń rozpocznie się odkształcenie plastyczne; w jakich warunkach po uplastycznieniu będzie przebiegać odkształcenie plastyczne, by osiągnąć zamierzony cel procesu przeróbki plastycznej;

37

1. Wybrane elementy z teorii odkształceń plastycznych

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'=

, ' 2(1+ E

>

(1.41)

v)

Przyjmując, iż dla ciała idealnie plastycznego v = 0,5, związki między naprężeniami a odkształceniami głównymi w stanie plastycznym będą opisywane zależnościami CT

l-tf

=^-(ei-£m) 3s

m

;

° 2 - ° m

=~ (£2-Sm) 3£j L

(1-42)

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 o = y =a H

C

i

p

(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 kry­ tycznej wartości naprężeń, zwanej granicą plastyczności - w jednoosiowym stanie naprężeń, lub naprężenia uplastyczniającego - w płaskim lub przestrzennym stanie naprężeń, uzależ­ nionych 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

38

Teoretyczne podstawy kształtowania plastycznego

naprężeń głównych oraz granicy plastyczności, określanej w próbie jednoosiowego rozciąga­ nia. 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

a x = ^

m

=^

(1-44)

co sprowadza się do równości naprężeń CT -CT 1

= C T

3

(1.45)

P

Świadczy ona o tym, że początek plastycznego odkształcenia występuje wtedy, gdy róż­ nica 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 pla­ styczności H-M-H, tj. Huber (1904), Mises (1913) i Hencky (1924) przedłożyli - każdy na podstawie swoich badań, warunek plastyczności, zgodnie z którym początek odkształceń pla­ stycznych następuje w momencie, w którym wartość intensywności naprężeń osiągnie wartość krytyczną, spełniającą warunek rr ° i — V( l-°2) +(°2-<J3) +(°3-tfl) =°p (1.46) =

C T

2

2

2

Interpretacją warunku plastyczności na wykresie naprężeń głównych jest tzw. po­ wierzchnia plastyczności, która dla: • trójosiowych (przestrzennych) stanów naprężenia jest powierzchnią walcową o promieniu o , nachyloną do wszystkich osi układu pod takim samym kątem (rys. 1.12a); p

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

1. Wybrane elementy z teorii odkształceń plastycznych

•

39

dwuosiowych (płaskich) stanów naprężenia jest elipsą, otrzymaną w wyniku przecięcia walca płaszczyzną o równaniu o = 0 (rys.l2b), przy czym punkty oznaczone dużymi li­ terami odpowiadają szczególnym stanom naprężenia, tj. A i C - jednoosiowemu rozciąga­ niu, punkty D i F - jednoosiowemu ściskaniu, punkt B - dwuosiowemu równomiernemu rozciąganiu, punkt E - dwuosiowe-mu równomiernemu ściskaniu, punkty G i H - skręca­ niu; płaskiego układu naprężeń jest okręgiem koła o promieniu a . 3

•

p

Rzeczywiste materiały wykazują tzw. umocnienie, polegające na wzroście naprężenia uplastyczniającego wraz ze wzrostem trwałych odkształceń plastycznych, co można zinterpre­ tować graficznie (rys. 1.13a). Materiał o naprężeniu uplastyczniającym a° po trwałym od­ kształceniu ej ma zwiększone naprężenie uplastyczniające o = f (EJ ). Dlatego trójosiowemu p

stanowi naprężenia odpowiada powierzchnia plastyczności w postaci walca o odpowiednio zwiększonej średnicy (rys. 1.13b). Z tego względu zmienia się również kształt elipsy plastycz­ ności 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 a = f(s), b - walec plastyczności dla trójosiowych stanów naprężenia, c - elipsa plastyczności dla dwuosiowych (płaskich) stanów naprężenia p

1.4. Plastyczność i czynniki ją determinujące Przez plastyczność rozumiemy zdolność danego metalu do trwałych odkształceń, zacho­ dzących 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 napręże­ niach pojawiają się pierwsze oznaki naruszenia jego spójności. Mówimy wtedy o dużym zapa­ sie plastyczności, dogodnym do zadawania odkształceń plastycznych w szerokim przedziale

40

Teoretyczne podstawy kształtowania plastycznego

warunków temperaturowo-odkształceniowych, pomimo iż określamy go poprzez różnicę po­ między granicami plastyczności i wytrzymałości, lub odporności na zgniatanie. Na plastycz­ ność 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, two­ rzącym 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 H - powodujący powstawanie mikroskopijnych pęknięć, zwanych płatkami śnież­ nymi; • tlen 0 - utleniający granice ziaren i tworzący zanieczyszczenia tlenkowe, osłabiające więź międzykrystaliczną; • azot N - 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 - polep­ szają plastyczność stali, natomiast austenit, a głównie cementyt - pogarszają ją. 2

2

2

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

1. Wybrane elementy z teorii odkształceń plastycznych

41

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 0 (ok.2%), magnetyt F e 0 (ok. 18%) i wistyt FeO (ok.80%). 2

3

3

4

a)

b)

0,2

0

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 niskowęglowych w zależności od zawartości węgla [15]

Przeróbka plastyczna na gorąco określonego materiału prowadzona jest w temperaturach T = (0,6^-0,9)T . Górna granica tego zakresu powinna być możliwie wysoka ze względu na t

obniżenie naprężenia uplastyczniającego i wykorzystanie dużej zdolności materiału do od­ kształceń 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 naprę­ żenia 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 me­ chanicznych i użytkowych). Stale stopowe mają mniejszą zdolność do odkształceń plastycz­ nych 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" do 60000 s'' (tab.6.3). Zależność naprężenia uplastyczniającego od prędko­ ści odkształcenia jest konsekwencją wpływu temperatury odkształcenia (rys. 1.15). Wszystkie procesy aktywowane cieplnie zachodzą ze skończoną prędkością i to tym większą im wyższa 1

42

Teoretyczne podstawy kształtowania plastycznego

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

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

de•

V

d<3

1

v

(1.47)

zmieniającym się silnie wraz z temperaturą odkształcenia. a)

b) MPa 1000

—

800 ^ 60C

u 800 so

^\ |

u

!

600 1

1

!

/

T

g ¿00 f/ • • •N ł

Ą

0>

I I ^900°C 1100°C-j

0.2 0.4, 0.6 odkształcenie 8; Rys. 1.15.

r

/

(

700°C •*

= 90 s"' 1 7C0°C 8j

I

.... ,. j . ,

OJ

• 200 C

I

Sj=15s~ j

//

'c ¿00 r

I

!

MPa 1000

—

I 200

900°c

1 ( 1

1100°C

0.2 0A 0.6 odkształcenie 8,

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

¿ = 90 s" na krzywe umocnienia stali 45 1

W dolnym zakresie przeróbki plastycznej na gorąco, gdy zachodzi intensywne zdrowie­ nie 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 ob­ serwowane lub zachodzi minimalnie, nawet przy dużych prędkościach odkształcenia, zaś przy mniejszych - materiał się nie umacnia, a więc jego czułość na prędkość odkształcenia ponow­ nie maleje. Rzeczywiste prędkości odkształcenia, uzyskiwane w znanych maszynach odkształ­ cających do realizacji różnych procesów przeróbki plastycznej, podano w tabeli 6.3. Zdrowienie i rekrystalizacja - z pewnym uproszczeniem można stwierdzić, że w sto­ pach o strukturze stałych roztworów metali usuwanie skutków umocnienia wskutek odkształ­ cenia plastycznego poprzez tego typu procesy zachodzi w sposób dyfuzyjny, oddziaływujący zarówno na strukturę metalu, jak i gęstość dyslokacji. Zagadnienie to omówić można na przy­ kładzie walcowania na gorąco (rys. 1.16). Ogólnie można powiedzieć, iż występowanie procesów zdrowienia i rekrystalizacji uza­ leżnione jest od warunków odkształcenia (szerzej problem ten omówiono w podrozdz. 4.4): gdy temperatura odkształcenia T > T zachodzi tylko zdrowienie statyczne; r

1. Wybrane elementy z teorii odkształceń plastycznych

43

USUWANIE UMOCNIENIA PRZY PRZERÓBCE PLASTYCZNEJ NA GORĄCO

REKRYSTALIZACJA

Z D R O W IIEEN N II E

1 PRZED]

S I N

ZAKOŃCZONA REKRYSTALIZACJA PIERWOTNA

?2§zzZ^^

DROBNOZIARNISTA OBSZARYO MATEJ GĘSTOŚCI RÓWNOOSIOWA \DYSLOKAQI.ODKSZTATCONA STRUKTURA \STRUKTURA DSIOWA STRUKTURA RÓWNOOSTOWA 3cje UBOGA W DYSLOKACJE

I ODKSZTAŁ-CONA STRUKTURA t OBSZARY'SPOLIGONIZOWANE

. ZMNIEJSZONA GĘSTOŚĆ UMOCNTJ?NI(? DYSLOKACJI

ODKSZTAŁCONA STRUKTURA, DUZA GĘSTOŚĆ DYSLOKACJI

REKRYSTALIZACJA

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 , gdy prędkość odkształcenia ćj jest duża, zachodzi początkowo zdrowienie r

dynamiczne oraz rekrystalizacja statyczna, przy T » T , gdy 8 { jest mała, a proces odkształcenia trwa dostatecznie długo zacho­ dzą: 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 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. r

m

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,

44

Teoretyczne podstawy kształtowania plastycznego

Tabela 1.6. Wpływ mechanicznego stanu odkształcenia na plastyczność [56, 70, 100] Proces odkształcenia Wyciskanie współbieżne: - etap I

• etap II

Schemat stanu naprężenia Oi < o~ = a < 0

0* 2

rj, <

3

o~2

=

0

°~3 «

Schemat stanu odkształcenia S = £3 < 0 < S| IS,

Konieczna siła odkształcająca

Plastyczność metalu

b . duża

b . duża

duża

duża

średnia

średnia

mała

mała

2

Z. S] <

0

< S

2

-

£3

<j| < rj < cy < 0 2

3

ICR,

Walcowanie blach i taśm

G| <

a = CT < 2

3

0

Spęczanie odkuwek okrągłych

o =a <0< łCT, 2

Ciągnienie prętów okrągłych

-

3

a

t

8]

< 0

<

£

2

=

S

3

ilość skręceń w próbie skręcania, udarność metalu przy złamaniu próbki z karbem w próbie udarowego zginania, stosunek granic plastyczności do wytrzymałości R/R , 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. m

1.5. Wykresy stanu mechanicznego 7.5.7. Pojęcie wykresu stanu mechanicznego Wykres stanu mechanicznego - stanowi próbę wytłumaczenia, zarówno procesów po­ wstawania i rozprzestrzeniania się odkształceń plastycznych, jak i zjawiska zniszczenia metalu. Zbudowany jest on na następujących założeniach:

1 . Wybrane elementy z teorii odkształceń plastycznych

-

granicę plastyczności określamy na podstawie warunku największego naprężenia stycznego, wystąpienie złomu określamy na podstawie hipotezy największego odkształcenia wzdłuż­ nego. Z założeń tych wynika, że konieczna jest zna­ jomość pomiędzy wartością maksymalnych naprę­ żeń stycznych x i wartością maksymalnych kątów odkształcenia postaciowego y . Zależność tę można otrzymać z próby prostego skręcania w postaci wykresu (rys. 1.17), na którym przedsta­ wiona jest wartość naprężenia stycznego Xo,2 odpowiadającego granicy plastyczności, oraz na­ prężenia stycznego x = x - odpowiadającego ścięciu próbki. Hipoteza ta została sformułowana przez Dawidenkowa i Fridmana [70, 100].

45

Xmax

max

max

max

k

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 hi­ poteza de Saint Venanta) wykorzystano założenie, iż pęknięcie materiału następuje wówczas, gdy największe odkształcenie S\ osiąga wyznaczoną doświadczalnie wartość krytyczną R0 1 : 8 R = • (1.48) -[A, - V ( A +rj )]= E ° E gdzie wartość R jest wytrzymałością danego materiału na rozdzielenie. Z przytoczonych zależności oraz sensu fizycznego wynika, że naprężenia, które wywołu­ ją złom, można określić przy próbie rozciągania i zapisać w postaci 1

2

3

0

a

ZI

=e

R

E = R =R 0

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 płasz­ czyznach. Wygląd poszczególnych przełomów jest inny z uwagi na to w jakim obszarze naprę­ żeń został dokonany złom metalu.

46

Teoretyczne podstawy kształtowania plastycznego

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 i a - Cha­ rakterystykę stanu naprężenia dla różnych schematów procesów przedstawiono w tabeli 1.7, a ich wykres wytężeniowy Hubera-de Saint Yenanta zobrazowano na rysunku 1.19. v

Tabela 1.7. Charakterystyka

stanu naprężenia dla różnych schematów procesów [70, 100]

Lp. Schemat naprężeń 1 jednoosiowe rozciąganie 2 jednoosiowe ściskanie 3 4 5 6

CO

7

0,866

-a

0

-a

0

dwuosiowe równomierne rozciąganie dwuosiowe nierównomier­ ne rozciąganie dwuosiowe równomierne ściskanie dwuosiowe nierównomier­ ne ściskanie trójosiowe rozciąganie przy rj] : a : r j = 3 : 2 : 1 trójosiowe ściskanie przy a , : r j :CT = 1 : 2 : 3 trójosiowe rozciąganie przy a, :rj : a = 2 : 1 : 1 trójosiowe ściskanie przy CM : a :o" = 1 : 1 : 2 trójosiowe ściskanie przy Gi : r j : a = 2 : 2 : 3

a

a

0

2/3 a

2/3 a

60

0,5

a

1/2 rj

0

1/2 a

1/VJ a

30

0,866

0

-a

-a

-2/3 a

2/3 rj

0

1,0

0

-1/2 a

-o

-1/2 o

1/VJ a

30

0,866

a

2/3 a

1/3 a

2/3 a

2/3

V3

a

30

0,866

-1/3 a

-2/3 o

- a

-2/3 o

2/3

V3

a

30

0,866

rj

1/2 o-

1/2 a

2/3 a

1/3 a

0

1,0

-1/2 a

-1/2 a

-a

-2/3 a

1/2 V2 a

60

0,5

-2/3 rj

-2/3 a

-a

-7/9 a

2/9 a

60

0,5

Ol

O"

3

m

H

2/V3

a

3

3

3

2

12

30

0

a

2

11

cos tp 1,0 0,5

dwuosiowe czyste ścinanie

2

10

0 60

a 1/3 a -1/3 a

CM

a 0

2/3 a 2/3 a 2/3 a

0 0

2

9

H

2

3

3

0

1. Wybrane elementy z teorii odkształceń plastycznych

Rys. 1.19.

47

Wykres wytężeniowy Hubera-de Saint Venanta dla różnych schematów naprężenia, opisa­ nych w tabeli 1.7 [70, 100]

1.5.4. Wykres stanu mechanicznego Pelczyńskiego Zgodnie z założeniem hipotezy największego odkształcenia wzdłużnego pęknięcie po­ wstaje wtedy, gdy spełniony zostanie warunek (1.48), który po przekształceniach można do­ prowadzić do postaci 2 y (l + v) Om( ) i _ • = 8 + £ COSCp = (1.50) -coscp E E E W chwili pękania - dającego złom, mamy spełniony warunek 2 (1.51) ° v = ^ m ( ) + H 9 ( l + v)=£R E = R 1

2

H

v

+

H

M

1

2

v

C

T

C

0

S

i >

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 i a , prostą o współczynniku kierunkowym 3(l-2v) 1 (1.53) 2 (l + vj coscp m

„

(1.52)

H

Jeśli przez początek układu poprowadzimy prostą nachyloną pod kątem a, to prosta ta przedstawia pewien określony sposób obciążenia odkształcanego ciała, obliczany wzorem (1.54)

ctga = -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

48

Teoretyczne podstawy kształtowania plastycznego

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 wytrzymało­ ści rozdzielczej. Zakres drugi, położony między prostymi O A i O B (przypadki H i H u ) , w którym materiał może mieć nieograniczoną wytrzymałość na pęknięcia rozdzielcze. Zakres trzeci, położony pomię­ dzy prostą O A i osią O E (przypadek 9

Rys. 1.20.

a)

Wykres wytężeniowy Pełczyńskiego, tj. naprężeń bezpiecznych dla rozciągania, ściskania i

y ™eograniczoną wytrzymałość na pęknięcia

ścinania [70, 100]

rozdzielcze.

w

k t ó r

m

m e t a l

m

a

b)

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

49

1. Wybrane elementy z teorii odkształceń plastycznych

Współrzędne punktu M - położonego wewnątrz wachlarza skośnych promieni RR, okre­ ślają 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 plastycz­ nej. 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 wy­ trzymałość 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 i im większa jest wartość a oraz kąt a, tym metal łatwiej przechodzi w stan plastyczny. Jako wskaźnik informujący o podatności metalu na przejście w stan plastyczny - w ślad za Pełczyńskim, przyjmuje się pojęcie odporności na zgniot, opisywane zależnością p

nl

(1.55)

P

Ro

l-2v 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 t g a + 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 ciągnie­ niu, walcowaniu i wyciskaniu, przedstawiono na rysunku 1.22. Skonstruowano go w ten spo­ sób, 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 CT =R charakterystycznych V

0

50

Teoretyczne podstawy kształtowania plastycznego

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, walcowa­ nia i wyciskania [70, 100] Analizując warunki naprężeń i odkształceń w różnych fazach poszczególnych procesów przeróbki plastycznej, można sprecyzować wnioski odnośnie warunków realizacji poszczegól­ nych 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 0H i RR kończy zaś, gdy o\ = o i 6

b

p

ctga = j , czyli jednoosiowym rozciąganiem, czemu odpowiadają promienie OHi i RR]. Wy­ znacza to trójkątny obszar 0M M], w którym zachodzić może beztarciowy proces ciągnienia. t

Z wykresu wynika, że ciągnienie zachodzi z dużym niebezpieczeństwem pęknięć rozdziel­ czych, wobec obniżania się granicznych punktów M wzdłuż linii M]Mi, przy jednoczesnym t

podnoszeniu się granicy plastyczności t j wskutek umacniania się metalu na zimno. p

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 0H i R R 3 , 7

51

1. Wybrane elementy z teorii odkształceń plastycznych

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 gra­ nicznych punktów M wzdłuż linii 2

M M2 2

, przy jednocześnie stałej wartości granicy plastycz­

ności a . p

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 prze­ cina prostej R 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. 0

1.7. Mechanizmy odkształcenia plastycznego Metale poddane działaniu wzrastającego obciążenia, początkowo odkształcają się spręży­ ście 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 pla­ styczności, metal zaczyna odkształ­ Temperatura odkształcenia, ° C cać się plastycznie. Odkształcenie to -200 0 200 400 600 800 1000 1200 1400 jest trwałe i nie zanika po odjęciu sił 10 10" -Teoretyczne naprężenie ścinające zewnętrznych. Do mechanizmów 10 CD foślizg^dyslokacyjny wywołujących odkształcenie pla­ -(ewentualne bliźniakowanie)^ iocu 10 c styczne należą (rys. 1.23) [12, 25, 70, CD CL 10 94, 95, 123]: 1 10 „ b CD 10" _ Zakres odkształceń _ - poślizg dyslokacyjny, CU sprężystych CU 'l bliźniakowanie, 0> .1 10 pełzanie dyslokacyjne, 10- 8pełzanie dyfuzyjne, 1 10" 10" poślizg po granicach ziaren. 10" 10" Udział poszczególnych mecha­ 10" 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 nizmów odkształcenia plastycznego Temperatura homologiczna, T/T zależy przede wszystkim od tempera­ Rys. 1.23 Mapa mechanizmów odkształcenia plastyczne­ tury odkształcenia, rodzaju materiału go dla czystego żelaza o wielkości ziarna 32 oraz przyłożonego naprężenia. Dla firn [12, 70] 4

1

3

r

2

2

s

4

1

•N

5

1

6

2

7

3

8

t

52

Teoretyczne podstawy kształtowania plastycznego

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 me­ chanizmu odkształcenia plastycznego od tzw. temperatury homologicznej tj. stosunku tempera­ tury Tdo temperatury topnienia metalu T 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 najczę­ ściej płaszczyzny sieciowe i kierunki o najgęstszym ułożeniu atomów. W przypadku zabloko­ wania poślizgu w tych płaszczyznach, poślizg może zachodzić w płaszczyznach o mniej gę­ stym ułożeniu atomów. Poślizg jest podstawowym mecha­ nizmem odkształcenia polikryształów na zimno. Przypadkowa orientacja krysta­ lograficzna ziaren i blokujące działanie granic ziaren, zwłaszcza szerokokątowych, decydują o jednoczesnym od­ kształceniu plastycznym w licznych systemach poślizgu, odkształcenie pla­ styczne polikryształów rozpoczyna się w Rys. 1.24. Schemat mechanizmu odkształcenia ziarnach o systemie poślizgu zoriento­ plastycznego metali przez poślizg [12] wanym zgodnie z kierunkiem przyłoże­ nia 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, mechani­ zmem odkształcenia plastycznego na zimno o dużym znaczeniu może być bliźniakowanie, polegające na jedno­ rodnym ścinaniu o wektor bliźniakowania kolejnych warstw atomów w płaszczyznach bliźniakowania (rys. 1.25). Zbliźniaczona część kryształu ulega skręceniu względem części nier»Rys. 1i . 2< 5^. Schemat ol * zblizniaczonego ur- • ikryształu . i o sieci• odkształconej w taki sposób, że ich regularnej ściennie centrowanej Al [12] struktury krystaliczne są symetryczne t

J

r

53

1. Wybrane elementy z teorii odkształceń plastycznych

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. Po­ ślizg poprzeczny polega na zmianie płaszczyzny poślizgu przez dyslokacje śrubowe, pod dzia­ łaniem 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 plastycz­ nej. Występują one natomiast jako niekontrolowane i nie pożądane procesy niszczenia metali, decydujące np. o pełzaniu metali. Wyjątek stanowi tzw. odkształcenie nadplastyczne - wyko­ rzystywane w niektórych przypadkach nawet na skale przemysłową. Przebiega ono w wyso­ kich temperaturach, z bardzo małymi szybkościami odkształcenia, a stopień odkształcenia sięga kilkuset procent. Pełzanie dyfuzyjne zachodzi w temperaturze homologicznej wyższej od 0,6T w warun­ kach niehydrostatycznego stanu naprężenia Wówczas wskutek oddziaływania składowej nor­ malnej 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 mechani­ zmów odkształcenia plastycznego ze względu na jego ograniczone znaczenie. Poślizg po gra­ nicach 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 wy­ łącznie skutkiem ruchu wzdłuż granic ziaren dyslokacji granic ziaren lub dyslokacji siecio­ wych. t

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 wykorzysta­ nia go w procesach przeróbki plastycznej, jest ograniczony. Po okresie jednorodnego odkształ­ cania 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 spójno­ ści, czyli powstania złomu.

54

Teoretyczne podstawy kształtowania plastycznego

Rodzaj materiału i warunki odkształcenia decydują o kolejności występowania tych zja­ wisk 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 rozciąga­ niu, ściskaniu oraz skręcaniu. Geometryczną konsekwencją takiego miejscowego wzrostu odkształceń poszczególnych próbek jest (rys. 1.26): miejscowe przewężenie próbki rozciąganej, miejscowe spęczenie próbki ściskanej, miejscowe zwiększenie kąta nachylenia linii śrubowej próbki c) skręcanej. Takie miejscowe zmiany od­ kształcenia mogą być wywołane poprzez jednoczesne zmiany pola przekroju poprzecznego i naprężenia uplastyczniającego w przekroju naj­ bardziej podatnym na zajście takich zmian. Pole przekroju poprzecznego próbki zmniejsza się podczas rozcią­ gania, zwiększa podczas ściskania, bądź pozostaje niezmienione pod­ czas skręcania. Naprężenie uplastyczniające Rys. 1.26. Miejscowy wzrost odkształceń próbek cylin­ drycznych poddanych: jednoosiowemu: rozcią­ może zwiększyć się wskutek np. ganiu (a) lub ściskaniu (b) oraz dwuosiowemu umocnienia odkształceniowego oraz skręcaniu (c) [17] 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 pogłę­ biała, co doprowadzi najpierw do utraty stateczności w tym przekroju, a później do utraty spój­ ności. 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 stosu­ nek naprężenia uplastyczniającego w obszarach A i B.

1. Wybrane elementy z teorii odkształceń plastycznych

55

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 miej­ scach 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 sche­ macie 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 mi­ kroszczelinek. 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 prędko­ ści tworzenia się zarodków, to metal nie ulega zniszczeniu nawet przy dowolnych odkształce­ niach. Z tym zjawiskiem spotykamy się przy odkształceniu ciała, które wykazuje idealną pla­ styczność. 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 kon­ centracji w pobliżu tego obszaru. Zależy ponadto od charakteru naruszenia więzi między ato­ mowej i warunków jej odbudowy. Schemat naprężenia w obszarze naruszenia spójności powi­ nien 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 zewnętrz­ nych, obciążających dany element. Podobny wpływ na stan naprężeń wywiera anizotropia własności mechanicznych metalu, jak również kształt submikroskopowej szczelinki. Wymienione przyczyny mogą również spo­ wodować to, że przy schemacie odpowiadającym trójosiowemu ściskaniu w okolicy zalążka wystąpi stan naprężenia odpowiadający trójosiowemu rozciąganiu. Powyższy wpływ niejedno­ rodnej struktury, anizotropii i kształtu zalążka na zmianę stanu naprężenia w pobliżu zalążka

56

Teoretyczne podstawy kształtowania plastycznego

złomu pozwala zrozumieć, dlaczego powstają szczeliny z wyraźnymi oznakami złomu kruche­ go, a nie plastycznego (poślizgowego) w metalach poddanych trój osiowemu ściskaniu. Przy bardzo dużej prędkości tworzenia zalążków i bardzo małej prędkości zaleczania prędkość naru­ szenia 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 od­ kształcenie w funkcji charakterystycznego dla danego procesu tzw. wskaźnika stanu odkształ­ cenia. Według hipotezy Kołmogorowa [45], w której wskaźnik stanu naprężenia k zdefinio­ wano jako stosunek naprężenia średniego a do intensywności naprężeń stycznych x wzorem m

x

(1.57) a wielkość odkształcenia postaciowego A dla procesów monotonicznych wyznacza się za­ leżnością, ujmującą intensywność odkształcenia £j iz

A - V3si

(1.58)

iz

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. G

2

=

2

a

1

> a

2

> a

3

IZ

PRÓBA ROZCIĄGANIA HYDROSTATYCZNEGO

| ROZCIĄGANIE PRÓBEK . Z KARBEM

PRÓBA SKRĘCANIA

-033

Rys. 1.27.

+ 0.33

0

k

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

1. Wybrane elementy z teorii odkształceń plastycznych

57

W celu wyznaczenia krzywych odkształcalności granicznej przeprowadza się takie próby, aby poszczególne eksperymenty różniły się wartościami wskaźnika stanu naprężenia i obej­ mowały możliwie szeroki zakres, odpowiadający wartościom tego wskaźnika w technologicz­ nych 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 zacho­ wania jego spójności do osiągnięcia tzw. granicy wytrzymałości rozdzielczej metalu, po prze­ kroczeniu której nastąpi zniszczenie metalu (rys. 1.28), czyli: - złom kruchy - zachodzi po grania) b) c) cach ziarn w płaszczyźnie prosto
58

Teoretyczne podstawy kształtowania plastycznego

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 od­ kształceniach 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 po­ przedzają niewielkie odkształcenia plastyczne, a zatem ziarna są nieco zniekształcone, na­ tomiast 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 od­ kształcających, 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 warun­ ków Teologicznych prowadzonego procesu p l a s t y c z n e g o 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 od­ kształcenia 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.

1. Wybrane elementy z teorii odkształceń plastycznych

59

W zależności od kinematyki ruchu narzędzi roboczych i płynięcia metalu w kotlinie od­ kształcenia 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 obro­ towy, 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 ob­ rotowy - 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, wyróż­ nia się: - młotowanie, w którym kształtowanie plastyczne ma charakter dynamiczny - dzięki energii zmagazynowanej w bijaku młota, przy czym elementem bezpośrednio uderzającym w me­ tal 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 pły­ nięcia 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 za­ mkniętymi) o wykrojach, odpowiadających kształtowanej przedkuwce lub odkuwce, jed­ nakże całkowicie ograniczających jego płynięcie poprzeczne, które ma dodatkowo zapew­ nić jego pełne i prawidłowe wypełnienie (rys. 9.1);

60 -

Teoretyczne podstawy kształtowania plastycznego

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, wywie­ ranej 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 ciągną­ cego, o różnej konstrukcji. W przypadku ciągnienia rur (rys. 11.9) wewnętrznym narzędziem odkształcającym mo­ że 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 sto­ sowanymi urządzeniami i narzędziami. Jest to technologia szczególnie szybko rozwijająca się w świecie i wykazująca znaczny postęp technologiczny. METODY BADAWCZE METALI PRZED I PO ODKSZTAŁCENIU PLASTY­ CZNYM. 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), charaktery­ stycznych dla danego procesu, pozwalających na zdefiniowanie wskaźników jakości wyrobu, wytworzonego drogą przeróbki plastycznej na gorąco lub na zimno.

61

2. Statyczna próba rozciągania

2. STATYCZNA PRÓBA ROZCIĄGANIA 2.1. Wprowadzenie Podstawową próbą w badaniach materiałów, a zwłaszcza metali jest statyczna próba roz­ ciągania. 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 po­ zwala 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 ele­ menty złączne. Próba polega na wolnym rozciąganiu próbki materiału na maszynie wytrzymałościowej, na ogół aż do rozerwania. Prędkość rozciągania, w zależności od rodzaju materiału i wyzna­ czanych własności, powinna być taka, by szybkość przyrostu naprężenia w\ czasie próby roz­ ciągania 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 -s' < 150 000 > 150 000 2

!

Szybkość przyrostu na prężenia, N/mrn^s" min max 2 10 6 30 !

1

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. Prób­ ki powinny być zamocowane w odpowiednich uchwytach tak aby zapewnić osiowe działanie siły. Szczegółowe wytyczne dotyczące przeprowadzania próby rozciągania podaje norma PNEN 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 po­ przecznym (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-

62

Teoretyczne podstawy kształtowania plastycznego

GŁY, KWADRATOWY, PROSTOKĄTNY LUB PIERŚCIENIOWY. W SZCZEGÓLNYCH PRZYPADKACH DOPUSZCZALNY JEST JEDNAK INNY KSZTAŁT PRZEKROJU POPRZECZNEGO. PRÓBKI DLA KTÓRYCH POCZĄTKOWA DŁUGOŚĆ POMA I ROWA L JEST ZWĄ I ZANA Z POCZĄTKOWĄ PO­ WIERZCHNIĄ PRZEKROJU POPRZECZNEGO Ą I OBLC I ZONA NA PODSTAWE I RÓWNANA I L =KVS7 (2.1) OKREŚLA SIĘ JAKO PROPORCJONALNE. PRZYJĘTO, ŻE MĘIDZYNARODOWA WARTOŚĆ K WYNOSI 5,65. JEŻELI POCZĄTKOWA DŁUGOŚĆ POMA I ROWA PRZY WSPÓŁCZYNNK I U K = 5,65 JEST MNIEJSZA NIŻ 20 MM, TO NALEŻY ZASTOSOWAĆ WIĘKSZY WSPÓŁCZYNNK I (ZALECANE JEST K = 11,3) LUB PRÓBKI NEIPROPORCJONAL­ NE. STOSUJĄC PRÓBKI NEIPROPORCJONALNE, ICH POCZĄTKOWĄ DŁUGOŚĆ POMA I ROWĄ (L ) WYBIERA SIĘ NIEZALEŻNIE OD POCZĄTKOWEJ POWIERZCHNI POLA PRZEKROJU (S ). JEŻELI PRZEKROJE POPRZECZNE PRÓBEK ZMIENIAJĄ SIĘ, POWN I NY ONE MIEĆ ŁAGODNE PRZEJŚCIA MIĘDZY DŁUGOŚCĄ I ROBOCZĄ, A GŁÓWKAM.I KSZTAŁT GŁÓWEK PRÓBKI MOŻE BYĆ DOWOLNY, ODPOWE I D­ NO I PRZYSTOSOWANY DO UCHWYTÓW MASZYNY WYTRZYMAŁOŚCO I WEJ (SZCZĘKOWYCH BĄDŹ PIERŚCIE­ NO I WYCH). RYSUNEK 2.1 PRZEDSTAWIA TYPOWĄ PRÓBKĘ O PRZEKROJU OKRĄGŁYM, STOSOWANĄ W PRÓBIE ROZCĄ I GANA I. Q

0

0

0

S

0

Główka próbki

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

PRÓBKI Z RÓŻNYCH MATERA I ŁÓW POWN I NY BYĆ POBRANE I WYKONANE ZGODNE I Z WYMAGANA I MI ODPOWEIDNC I H NORM [81, 85]. NORMY TE PODAJĄ RÓWNE I Ż ZALECANE WYMA I RY I TOLERANCJE WYMIA­ ROWE PRÓBEK. 2,3. WYKRES ROZCĄ I GANA I - PUNKTY CHARAKTERYSTYCZNE W CZASIE PRÓBY ROZCĄ I GANA I DOKONUJE SIĘ REJESTRACJI SIŁY ORAZ WYDŁUŻENIA PRÓBKI. W PRAK­ TYCE WYKONUJE SIĘ TO POPRZEZ WYKREŚLENIE KRZYWOLN IO I WEJ ZALEŻNOŚCI W UKŁADZIE WSPÓŁRZĘD­ NYCH SIŁA F - WYDŁUŻENIE AL (RYS. 2.2). SPOŚRÓD WŁASNOŚCI MECHANC I ZNYCH WYODRĘBNĆ I MOŻNA DWIE GRUPY. PIERWSZA, TO WŁASNO­ ŚCI WYTRZYMAŁOŚCO I WE BĘDĄCE REAKCJĄ MATERA I ŁU NA PRZYŁOŻONĄ SIŁĘ, KTÓRYCH MIERNIKIEM JEST NAPRĘŻENIE. DRUGA GRUPA TO WŁASNOŚCI PLASTYCZNE OKREŚLANE W OPARCU I O ZMIANĘ WYMA I RÓW ODKSZTAŁCANEJ PRÓBKI. NA PODSTAWE I PUNKTÓW CHARAKTERYSTYCZNYCH WYKRESU ROZCĄ I GANA I ORAZ STOSOWNYCH PO­ MA I RÓW PRÓBKI PRZED I PO PRÓBIE ROZCĄ I GANA I , ZGODNE I Z NORMĄ DOKONUJE SIĘ WYZNACZENA I WŁA­ SNOŚCI MECHANC I ZNYCH (WYTRZYMAŁOŚCO I WYCH I PLASTYCZNYCH) BADANEGO MATERA I ŁU [81]:

63

2. Statyczna próba rozciągania

b)

a)

F,

F . N

AL

N F

M

F

U

AL

Rys. 2.2. Wykresy rozciągania stali z wyraźną granicą plastyczności (a) i bez wyraźnej granicy pla­ styczności (b) [60] Własności wytrzymałościowe: a) Górna granica plastyczności R E H jest to wartość naprężenia w momencie, kiedy następuje pierwszy spadek siły (2.2) *0

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

(2.3) Górną i dolną granicę plastyczności można wyznaczyć tylko wtedy, gdy na wykresie roz­ ciągania 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 tłu­ maczących 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 po­ wstawania 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 FrankaReada), co umożliwia dalsze płynięcie metalu do momentu ponownego zablokowania dysloka­ cji. Do wystąpienia wyraźnej granicy plastyczności wystarcza bardzo mała koncentracja atomów domieszek (ok. 0,001%). Całkowite usunięcie węgla i azotu likwiduje wyraźną grani-

64

Teoretyczne podstawy kształtowania plastycznego

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. Wyni­ ka to z tego, że podczas poprzedzającego próbę odkształcenia, dyslokacje zostają uwolnione od blokujących je atmosfer atomów obcych. Odłożenie materiału na dłuższy czas spowoduje samodyfuzję 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 LudersaCzernowa) nachylone w przybliżeniu pod kątem 45° do kierunku rozciągania, c) Naprężenie graniczne przy przyroście nieproporcjonalnym R jest to naprężenie określone przy przyroście nieproporcjonalnym, równym umownemu procentowi długości po­ miarowej ekstensometru (L ) (rys. 2.3). Symbol wielkości uzupełnia się wskaźnikiem określa­ jącym umowny procent przyrostu długości pomiarowej ekstensometru, na przykład R , 2 p

e

P0

R p0,2

r 0,2

(2.4)

p

Wielkość R , 2 określa się w przy­ padku braku cech wyraźnej granicy pla­ styczności. Może ona służyć jako kryterium porównawcze do praktycznej oceny materiału. Dotychczas w nomenkla­ turze krajowej określano R o,2, czyli na­ prężenie 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 pla­ przyrost nieproporcjonalny styczności (naprężenie graniczne przy Rys. 2.3. Naprężenie graniczne przy przyroście przyroście nieproporcjonalnym) wyznacza nieproporcjonalnym R [81] się z wykresu rozciągania sposobem gra­ ficznym, którego schemat przedstawia rysunek 2.3. Próbę rozciągania, w celu wyznaczenia tej wielkości, prowadzi się z wykorzysta­ niem ekstensometru - urządzenia do pomiaru zmiany wymiarów liniowych, d) Wytrzymałość na rozciąganie R jest to naprężenie odpowiadające największej sile F P0

p

p

m

m

(2.5)

Wytrzymałość na rozciąganie jest podstawową wielkością opisującą własności wytrzy­ małościowe materiałów.

65

2. Statyczna próba rozciągania

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

R =J

(2-6)

L

U

Jednostką własności wytrzymałościowych, zgodną z układem SI oraz Polską Normą jest stosowany powyżej: N/mm . W praktyce inżynierskiej, zarówno projektanci materiałów, jak i konstruktorzy - mechanicy, używają jednostki pochodnej, którą jest MPa = N/mm . 2

2

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

L A

=

u -

0

L

L

1

Q

0

0

Q

(

2

?

)

o

W przypadku próbek proporcjonalnych, dla których początkowa długość pomiarowa nie równa się 5,65^/So~, gdzie S jest początkową powierzchnią przekroju poprzecznego na długo­ 0

ści roboczej, oznaczenie A należy uzupełnić indeksem, który jest współczynnikiem proporcjo­ nalności, 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 - 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 (S - S ), wyrażona w procentach początkowej powierzchni przekroju poprzecznego S 80

m m

0

u

0

Z=

S Q

~ s

S U

100

(2.8)

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 rozcią­ gającej oraz wydłużenie próbki. Krzywa rozciągania jest więc wykreślana w układzie współ­ rzędnych (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 wytrzymało­ ści na rozciąganie dalszy wzrost umocnienia nie kompensuje już spadku siły związanego z

66

Teoretyczne podstawy kształtowania plastycznego

malejącym przekrojem próbki. Ponieważ miernikiem własności wytrzymałościowych materia­ łu 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 wy­ kres rozciągania nazywany jest umownym (krzywa 1 na rysunku), a naprężenie liczone jest wg zależności F (2.-9) a =gdzie S 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 o w rozciąganej próbce określa się z zależności 0

rz

<*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 pierwotne­ go pola przekroju. Jak widać z rysunku 2.4 naprężenia w czasie rozciągania próbki rosną stale w mia­ rę wzrostu odkształcenia (krzywa 2). War­ tość naprężenia rzeczywistego powyżej granicy plastyczności, a poniżej wytrzyma­ łości na rozciąganie, z uwzględnieniem prędkości odkształcenia i umocnienia, na­ zywana jest naprężeniem uplastyczniającym C7 . Związek pomiędzy naprężeniem upla­ styczniającym a odkształceniem, czyli krzywa umocnienia danego metalu pozwala wyznaczać wartości odkształceń odpowiada­ jące określonemu stanowi naprężenia lub odwrotnie. Do wykonania krzywych umoc­ nienia metali odkształcanych na zimno wy­ korzystuje się próbę rozciągania. Wykresy rozciągania sporządzane są w ten sposób, że na osi rzędnych nanosi się rzeczywistą war­ tość 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 Rys. 2.4. Wykresy rozciągania stali niskowęglonanoszona jest wartość odkształcenia P L A ­ wej: umowny (krzywa 1) i rzeczywisty (krzywa 2) stycznego wyrażonego w mierze logaryt­ [70] micznej ln(L/L ). Istnieje wiele metod analitycznego przedstawiania krzywych umocnienia materiału [ " 0 ] . Jedną z nich jest zastosowanie wyrażenia potęgowego - wzoru Ludwika P

0

67

2. Statyczna próba rozciągania

a = k sm

(2.11)

W powyższym równaniu k i m są to stałe cha­ rakteryzujące dany materiał, które wyznacza się w punkcie najlepszej zgodności tego wzoru z krzywą umocnienia. Jeżeli s przedstawia całkowite od­ kształcenie, 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 potę­ gowe stosuje się najczęściej jedynie do przedsta­ wienia plastycznej części odkształcenia, zwłaszcza 8 gdy materiał nie wykazuje wyraźnej granicy plaRys. 2.5. Krzywa zależności między styczności. We wzorze 2.11 stałe k i m mają konodkształceniem 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 rzeczywiste­ go, do którego w czasie próby rozciągania próbka odkształca się równomiernie na całej długo­ ści bazy pomiarowej, czyli jest to odkształcenie przy którym pojawia się szyjka. Wartości tych stałych dla wielu stali i metali nieżelaznych zostały obliczone [70]. a

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

(2.12)

Objętość materiału na długości pomiarowej jest równa S L . Dzieląc obie strony równa­ nia przez tę objętość oraz używając definicji naprężenia inżynierskiego (F/Sn) i odkształcenia inżynierskiego (AL/L ) otrzymujemy: 0

0

0

(2.13) 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 krzy­ wa 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 rozcią­ ganie, a szerokość odpowiada odkształceniu inżynierskiemu po pęknięciu próbki [14]

68

Teoretyczne podstawy kształtowania plastycznego

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

Rys. 2.6.

2.6.

Energia odkształcenia próbki [14]

8

(2.14)

Tak obliczoną energię odkształcenia (wz. 2.14) przedstawia linia przerywana na rysun­ ku. Wykonana praca jest równa energii zaab­ sorbowanej przez materiał. W granicach obszaru odkształceń sprężystych, większość tej energii stanowi energię potencjalną, co ozna­ cza, 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.

Wykresy rozciągania różnych materiałów

Zakres własności mechanicznych wytwarzanych metali jest bardzo szeroki. Własności wytrzymałościowe i plastyczne zależą przede wszystkim od składu chemicznego oraz proce­ sów technologicznych, którym materiał został poddany. Zadaniem inżynierów materiałowych jest opracowanie takich stopów i technik ich przetwarzania, aby przy jak najmniejszych kosz­ tach 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 prze­ ciwstawiającego 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 wę­ gla. 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.

69

2. Statyczna próba rozciągania

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

Pierwiastkami stopowymi, które dodaje się do stali w celu zwiększenia wytrzymałości są głównie Mn, Mo, Ti, Nb i V. Odpowiednio zaprojektowane i przeprowadzone procesy technologicz­ ne stali zawierających pierwiastki sto­ powe, pozwalają uzyskać materiał o bardzo wysokich własnościach wy­ trzymałościowych (granica plastyczno­ ści powyżej 700 MPa) i dobrych własnościach plastycznych. 2.6.2.

Wpływ

różnych

logicznych

na

procesów

techno­

własności

mecha­

niczne

Jak już zaznaczono, nie wystar­ czy tylko dobór odpowiedniego składu Rys .2.7. Wykresy rozciągania stali węglowych o chemicznego stali, by uzyskać wyma­ różnej zawartości węgla [60] gane własności mechaniczne. Wszyst­ kie parametry procesu wytwarzania 1 - w stanie wyżarzonym wywierają wpływ na końcowy efekt, 2 - po hartowaniu i odpuszczaniu 3 - w stanie zahartowanym który może być sprawdzany w próbie rozciągania. Ten sam materiał poddany różnym zabiegom technologicznym ma zupełnie inne końcowe własności me­ chaniczne. Na rysunku 2.8 przedsta­ wiony jest przykład wpływu różnej obróbki cieplnej zastosowanej dla tego samego materiału [60]. Jak widać z wykresów rozciąga­ nia hartowanie podnosi własności wy­ trzymałościowe, jednak zdecydowanie obniża własności plastyczne stali. Od­ wrotnie jest w przypadku wyżarzania, którego efektem są dobre własności plastyczne ale niskie wytrzymałościo­ we. Dążenie do uzyskania jak naj­ Rys. 2.8. Wykresy rozciągania stali po różnej obróbce wyższych własności wytrzymałościo­ cieplnej [60] wych bez jednoczesnego spadku własności plastycznych materiału wpłynęło na gwałtowny rozwój nowych gatunków stali i technologii ich wytwarzania. Kompromis pomiędzy wysokimi własnościami wytrzymałościo-

70

Teoretyczne podstawy kształtowania plastycznego

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

71

3. Statyczna próba ściskania

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 przy­ gotowaną 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 ści­ słą. Celem próby zwykłej jest wyznaczenie: R - wy­ trzymałości na ściskanie (w przypadku, gdy próbka z metalu podczas próby ulega zniszczeniu), R i - wy­ raźnej granicy plastyczności, skrócenia względnego A . Celem próby ścisłej jest wyznaczenie: E - współ­ czynnika sprężystości podłużnej przy ściskaniu, Ro,oi - umownej granicy sprężystości oraz R ,2 - umownej granicy plastyczności. Próbę ściskania takich materia­ łów, jak żeliwo szare, materiały kamienne i beton opi­ sują inne normy [101].

jdo lo

\

\

1

c

p c

c

c

c

C0

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 (3.1) 0

gdzie: x = 1,5 x=3 x = 10 -

dla próbek krótkich przeznaczonych do próby zwykłej, dla próbek długich przeznaczonych do próby ścisłej, w wypadku nieoznaczania współczynnika sprężystości, dla próbek długich, w wypadku oznaczania współczynnika sprężystości podłużnej przy ściskaniu E . c

72

Teoretyczne podstawy kształtowania plastycznego

Powierzchnia próbek, a szczególnie ich podstawy, powinny być dokładnie obrobione, równoległe do siebie oraz prostopadłe do osi próbki. Zaleca się szlifowanie powierzchni czo­ łowych próbki. 3.3. Wykres ściskania - punkty charakterystyczne Próba ściskania materiałów elastoplastycznych jest jak gdyby odwróceniem (w granicach R ) 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 (R , AL ) okre­ śla granicę proporcjo­ nalności przy ściskaniu. Następnie wykres za­ krzywia się podobnie jak przy rozciąganiu, to znaczy wklęsłością ku osi odkształceń (AL), po czym w punkcie odpo­ wiadającym 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 plastycz­ ności, a ich przypadkowe pojawienie przypisuje się raczej sprężystemu oddziaływaniu maszy­ ny. 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 niejed­ norodne pole naprężeń. Jest to spowodowane działaniem sił tarcia pomiędzy podstawami prób­ ki 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 war­ stwą parafiny. Efektem działania sił tarcia (ograniczenia swobody odkształcenia) jest przyjmo­ wanie przez próbkę kształtu baryłkowatego. Przy dalszym zwiększaniu obciążenia próbka spłaszcza się całkowicie, aż do zupełnego wyczerpania zakresu siłowego maszyny. Na obwo­ dzie 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). e

H

H

73

3. Statyczna próba ściskania

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

c

a)

b)

Rys. 3.3.

c)

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

a)

b) A

Rys. 3.4.

i Próbka hartowana

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

wysokowęglowej

Na krzywej ściskania (rys. 3.2) wyróżniamy następujące punkty charakterystyczne: Naprężenia - określenie własności wytrzymałościowych: a) Umowna granica sprężystości R ,oi - jest to naprężenie, którego osiągnięcie powoduje trwałe skrócenie próbki o 0,01% początkowej długości pomiarowej c0

Teoretyczne podstawy kształtowania plastycznego

Umowna granicę sprężystości R ,oi wyznacza się na podstawie siły obciążającej F ,oi, określonej metodą kolejnego obciążania i odciążania próbki w obecności ekstensometru lub za pomocą metody wykreślnej. b) Umowna granica plastyczności R , 2 - jest to naprężenie, którego osiągnięcie powoduje trwałe skrócenie próbki o 0,2 % początkowej długości pomiarowej c0

c0

C0

R c 0 , 2 = ^

(3.3)

Siłę obciążającą

F ,2, C0

określa się z wykresu F = f(AL), sporządzonego na podstawie

pomiaru skróceń lub metodą kolejnego obciążania i odciążania próbki w obecności ekstenso­ metru. Umowną granicę plastyczności wyznacza się dla materiałów elastoplastycznych nie wykazujących wyraźnej granicy plastyczności. c) Wyraźna granica plastyczności R - jest to naprężenie, przy którym następuje wyraźne skrócenie próbki bez wzrostu obciążenia pc

R

P

c = ^

< - ) 3

4

ko­ obciążająca F jest równa co do wartości sile, przy której następuje wyraźne zatrzy­ manie lub cofnięcie wskazówki siłomierza i zakrzywienie wykresu ściskania. Wyraźną granicę plastyczności R wyznacza się dla materiałów elastoplastycznych. d) Wytrzymałość na ściskanie R - jest to naprężenie odpowiadające sile niszczącej próbkę SIŁA

pc

pc

c

R =— S

(3-5)

c

0

Siła obciążająca F jest równa co do wartości sile, przy której następuje wyraźne cofnię­ cie wskazówki siłomierza (spadek obciążenia) i pękanie próbki. e) Współczynnik sprężystości podłużnej przy ściskaniu E - jest to stosunek naprężenia do wywołanego tym naprężeniem skrócenia w zakresie odkształceń sprężystych E = cre (3.6) c

c

c

tj.:E =^£fi_ S AL

(

c

3.7)

c

n

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

0

c

0

75

3. Statyczna próba ściskania

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 równo­ mierne odkształcenie się próbki. Konse­ kwencją nierównomierności odkształce­ nia się próbki jest jej beczkowaty kształt Rys. 3.5. Typy przełomów metali w ujęciu schema­ (rys. 3.5a i b). W odróżnieniu od próby tycznym [60]: a) poślizgowy z uwidocz­ rozciągania, prawie wszystkie metale i nieniem obydwu stożków; b) poślizgowy ich stopy w czasie próby ściskania ulega­ rozdzielczy; c) kruchy ją odkształceniom plastycznym. Stąd prawie wszystkie przełomy próbek ściskanych to przełomy poślizgowe (rys. 3.5a i b) lub roz­ dzielcze, 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 przy­ kład beton, marmur, bazalt itp. Rodzaje złomów oraz charakterystykę ich przełomów omówio­ no w podrozdziale 1.9. 3.5. Próba udarności metali Ponieważ znaczne zwiększenie szybkości odkształcenia w wyniku dynamicznych obcią­ żeń 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 stosowa­ na próba udarności (udarowego zginania), polega na złamaniu jednym uderzeniem wahadło­ wego młota próbki z karbem, podpartej swobodnie na obu końcach (rys. 3.6). Próbę przepro­ wadza 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. Udarność KC w J/cm wyraża się stosunkiem pracy uderzenia K zużytej na złamanie próbki do pola powierzchni jej przekroju poprzecznego w miejscu złamania S 2

0

*

76

Teoretyczne podstawy kształtowania plastycznego

(3.10) s

0

c)

a)

©

la 3,2.

©

©

m.

©

b)

©

Ra 3.2/— V

©

©

i

'ci

//////Art

(ej

4 .

©

.

0 Rys. 3.6.

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 - od­ ległość 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 S , ale również i od kształtu przekroju próbki. Wyniki uzyskiwa­ ne przy udarowym zginaniu próbek z karbem są porównywalne jedynie z wynikami otrzymywa­ nymi przy badaniu (w tych samych warunkach) próbek o tych samych wymiarach i kształtach karbu. Pomiędzy wartością pracy K, przy udaro­ wym zginaniu, a rodzajem powstałego przełomu istnieje pewna zależność. Dlatego obserwacja przełomów próbek pozwala na potwierdzenie otrzymanych wyników własności mechanicz­ nych. Można rozróżnić trzy charakterystyczne rodzaje złomów próbek, poddanych udarowemu zginaniu, które wykazują, iż nastąpił: 0

Rys.3.7.

Młot [13]:

wahadłowy Charpy'ego - próbka, 2 - młot

77

3. Statyczna próba ściskania

-

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 Próbka do badań z karbem U

Oznaczenie

Wymiar nominalny

[82]

Próbka do badań z karbem V

Odchyłki dla obróbki mechanicznej Oznaczenie wg I S O

Wymiar nominalny

Odchyłki dla obróbki mechanicznej Oznaczenie wg I S O

u

Długość Wysokość

0

55 mm 10 mm

±0,60 mm ±0,11 mm

js 15 js 13

55 mm 10 mm

±0,60 mm ±0,06 mm

js 15 j 12

10 mm

±0,11

Js

10 mm

±0,11

mm

js 13

7,5

±0,11

mm

js 13

±0,06 mm ±2°

js 12

-

5 mm 45°

13

8 mm

±0,06 mm

js 12

s

Szerokość -

próbka standardowa

-

próbka o przekroju pomniejszonym

próbka o przekroju pomniejszonym Kąt karbu

mm

13

-

mm

-

-

Wysokość poniżej karbu

5 mm

±0,09 mm

j

Promień zaokrąglenia dna karbu próbki

1 mm

±0,07 mm

Js

12

0,25

mm

±0,025 mm

-

±0,42 mm

js 15

27,5

mm

±0,42 mm

js 15

Odległość płaszczyzny symetrii karbu od koń­ ca próbki

• 27,5

mm

s

-

2)

Kąt między płaszczy­ zną symetrii karbu a wzdłużną osią próbki

90°

±2°

-

90°

±2°

-

Kąt między przyległy­ mi wzdłużnymi płasz­ czyznami próbki

90°

±2°

-

90°

±2°

-

,}

2 )

Zgodnie z ISO 286-1 W przypadku maszyn z automatycznym umieszczeniem próbki zaleca się odchyłki

±0,42 mm.

±0,165 mm

zamiast

78

Rys. 3.8.

Teoretyczne podstawy kształtowania plastycznego

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

79

4. Próba plastycznego skręcania

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 ekonomicz­ nej przeróbki plastycznej na gorąco konieczna jest więc znajomość dwóch istotnych parame­ trów procesu oraz wpływu warunków termomechanicznych jego przebiegu na ich wartość. Parametry, o których mowa to naprężenie uplastyczniające i odkształcalność, wspólnie definiu­ jące tzw. zdolność do odkształcenia metali na gorąco lub inaczej, ich podatność do plastyczne­ go 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 stop­ niami odkształcenia, wprowadza się nowe materiały wysokostopowe, które mogą być od­ kształcane 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 najdogod­ niejszym sposobem wyznaczania krzywych płynięcia w wysokich temperaturach. Pozwala ona na wyznaczenie naprężenia uplastyczniającego w sposób pośredni, korzystając z hipotezy wy­ tężenia materiału. Zaletami tej próby jest brak tarcia i niezmieniający się w czasie stan naprę­ żenia, 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 odkształce­ nia. W plastometrze skrętnym uzyskuje się prędkości odkształcenia od 0,01 do 50 s" (w zależ­ ności od prędkości obrotowej i stosunku d/l wymiarów próbki). Prowadzenie skręcania do złomu próbek daje możliwość wyznaczania odkształcenia granicznego w warunkach określo­ nych próbą. Pozwala to na ocenę zmian plastyczności odkształcanego metalu pod wpływem zmian parametrów procesu odkształcania. Wyniki badań plastometrycznych pozwalają na opracowanie tzw. charakterystyk materia­ łowych [23]. Mogą one stanowić element baz danych dla programów komputerowych do pro­ jektowania i symulacji procesów technologicznych. Dokonanie poprawnej analizy kształtowania metalu w procesie przeróbki plastycznej przy wykorzystaniu programu kompute­ rowego 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 warun­ ków kształtowania w procesie oraz zmian własności materiałów poddanych przeróbce pla1

80

Teoretyczne podstawy kształtowania plastycznego

stycznej. Stało się to możliwe dzięki doskonaleniu technik i urządzeń badawczych oraz mody­ fikacji sposobu opracowania danych z eksperymentu. Nowoczesny system sterowania, zbiera­ nia i przetwarzania danych eksperymentalnych, którego głównym elementem jest urządzenie badawcze, np. plastometr skrętny, jest systemem wielomodułowym, wykorzystującym opro­ gramowanie 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. zależ­ ności naprężenia uplastyczniającego od wielkości odkształcenia, dla ustalonych pozosta­ łych parametrów termomechanicznych; badania takie pozwalają także na ocenę optymalnego zakresu temperatur przeróbki plastycznej i wpływu poszczególnych parame­ trów termomechanicznych na wartość naprężenia uplastyczniającego; oceny odkształcalności granicznej badanych metali (plastyczności) i wpływu parametrów termomechanicznych na wartość odkształcenia granicznego w stanie naprężenia charakte­ ryzującym 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,

81

4. Próba plastycznego skręcania

zwanym plastometrem skrętnym (rys. 14.1). Urządzenie to wyposażone jest w rozwiązania konstrukcyjne pozwalające na zmianę temperatury badania i prędkości obrotowej. Lepiej wy­ posażone 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 n i w zadanej temperaturze od­ kształcenia T, rejestrowane w sposób ciągły następujące parametry: moment skręcający M i siła poosiowa F , 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 i czas przebiegu próby t, na podstawie których obliczana jest wartość odkształcenia w każdej chwili procesu skręcania i uściślana zadana prędkość od­ kształcenia, 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. s

s

p

s

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 doświad­ czeń.

V

15

50

66

Rys. 4.1.

Próbka standardowa do badań plastometrycznych [26]

W celu umieszczenia próbki w piecu grzewczym, przedłuża się ją przy pomo­ cy specjalnych przedłuża­ czy i mocuje w uchwytach samocentrujących plastometru. Po nagrzaniu próbki i uruchomieniu plastometru, próbka odkształcana jest poprzez skręcanie z jedno­ czesną rejestracją parame­ trów procesu.

82

Teoretyczne podstawy kształtowania plastycznego

4.3. Stan naprężenia i odkształcenia w próbie skręcania Metoda badań plastometrycznych poprzez skręcanie w wysokich temperaturach jest roz­ powszechniona pomimo tego, że wywołuje dyskusje wiążące się z zagadnieniami niejednorod­ ności 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 obro­ towy (rys. 4.2). W próbce cylindrycznej skręcanej na gorąco lub na zimno występuje złożony stan naprężenia. Gdyby próbka była cienko­ ścienną tuleją, wówczas stan naprężenia odpowiadałby czystemu ścinaniu. W rze­ czywistości stan naprężenia można rozłożyć na dwa stany podstawowe: czyste ścinanie i jednoosiowe rozciąganie lub ściskanie. b) Taki stan naprężenia uwidacznia się 350 poprzez pojawienie się siły poosiowej w czasie skręcania próbek z zamocowanymi końcami. W próbie skręcania naprężenia 300 ściskające lub rozciągające występują w K45 /\20. zależności od temperatury badania, w pew­ 250 nych temperaturach rejestrowana siła zmie­ nia znak w trakcie skręcania. J| 200 Dla próbek ze swobodnymi końcami \ST2 T=2 następuje ich wydłużanie przy niskich tem­ peraturach, a skracanie przy wysokich. 150 Zmiany wymiarów powodują pewne trud­ ności w interpretacji wyników. Jeżeli oby­ 100 AL dwa końce próbki są zamocowane, skłonność do wydłużania lub skracania się 50 próbek powoduje nałożenie się na materiał PB naprężeń o trudnej do określenia wartości. Występowanie siły poosiowej w próbie 250 500 750 1000 skręcania tłumaczone jest rozwojem anizo­ KĄT SKRĘCENA I ASTOPNEI tropii w czasie plastycznego odkształcenia, 1 2 3 względnie innymi zjawiskami zachodzą­ LC I ZBA SKRĘCEŃ NS , OBR. cymi podczas plastycznego odkształcania na Rys. 4.2. Schemat procesu skręcania (a) i wykres gorąco. Brak jest jednak jednoznacznej momentu skręcającego w funkcji kąta skręcenia (b) dla różnych metali, skrę­ interpretacji tego zjawiska

/

/ /

\ /

\f C'

canych na zimno [26, 36, 45]

83

4. Próba plastycznego skręcania

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

W próbie skręcania stan naprężenia w próbce opisany jest składowymi: osiowymi: <j =o ~0 G ^0, stycznymi: x = x = 0, x ^ 0, x

y

t

yz

z

zx

xy

Przejście materiału w stan plastyczny następuje, gdy zastępcze naprężenie CT. osiąga wartość naprężenia uplastyczniającego, czyli a

a -Va +3x 2

i =

(4.2)

2

p

gdzie: G - naprężenie osiowe

G=

x - naprężenie styczne

i =

J5

—

7lR 3M

(

4

.

3

)

\(4.4) 2TTR Jeżeli moment skręcający M w Nm i siła osiowa F w N, to dla standardowych próbek plastometrycznych o promieniu R =.3 mm wzór (4.2) przyjmie postać 3

s

P ^V P

CT

=

F

+

7 5

-

p

S

1 ( ) 4 M

( -5) 4

Wzór (4.5) może służyć zatem do obliczenia wartości naprężenia uplastyczniającego w każdej chwili procesu skręcania na podstawie zarejestrowanych wartości momentu skręcające­ go i siły osiowej. Taki sposób obliczeń jest nieco uproszczony. Istnieją bardziej skomplikowane metody obliczeń, jak chociażby metoda Fieldsa - Backofera [26], w której uwzględnia się tzw. współczynnik umocnienia n i współczynnik czułości metalu na prędkość odkształcenia m. Naprężenie uplastyczniające wg tej metody można wów­ czas obliczyć z zależności

G - ^2KR- ( 3 + m + n)

(4.6)

M s

P

-

N

3

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

y

yz

(4.7)

z

zx

xy

Wielkość zastępczego odkształcenia plastycznego (intensywności odkształcenia) £ w (

próbie skręcania określona jest wzorem [46] 2 . 27rRN . 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 . W analogiczny sposób, gdy liczba skręceń w chwili złomu wynosi N , oblicza się gra­ niczne odkształcenie Sj w chwili zniszczenia próbki, które jest miarą plastyczności stali w danych warunkach odkształcenia, określane jako s

s

sz

z

84 s

Teoretyczne podstawy kształtowania plastycznego

= -j-arcsinh( V3 3L

2 7 l R N s z

iz

)

(4.9)

Odkształcanie próbki w plastometrze skrętnym przebiega ze stałą prędkością obrotową n w obr/min, a zatem ze stałą prędkością odkształcenia 8 w s" , której wartość można obliczyć z zależności s

1

ei=

?=(4.10) 30V3L Jedną z zalet próby skręcania jest łatwość wyznaczania podstawowych wielkości opisują­ cych przebieg procesu. Tymi parametrami są obliczane analitycznie: naprężenie uplastycznia­ jące (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: odkształ­ cenie graniczne (4.9), maksymalne naprężenie płynięcia a w procesie skręcania, jak rów­ nież naprężenie graniczne a w chwili złomu. p m a x

pz

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 najistot­ niejszych 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 pro­ wadzić, zmieniając jeden z nich, przy zachowaniu stałej wartości pozostałych. Siłą rzeczy, odkształcając pojedynczą próbkę ze stali w danym gatunku (o określonym składzie chemicz­ nym) ustalamy na stałym poziomie temperaturę i prędkość odkształcenia a eksperyment pro­ wadzi 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 charakterysty­ ki, z reguły w postaci zależności: o =f{z s T) (4.11) v

i9

i9

Krzywe skręcania (rys. 4.3) budowane są najczęściej w układzie współrzędnych: M =f(N ); M =f(e;); a =f(N )lub a = f ( ) . s

s

s

p

s

p

£ i

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

85

4. Próba plastycznego skręcania

4,5

240 6 180

4,1

3

3,7

B

3,3 2,9 120

2,5 2,1

60

1,7 1,3 0,9

3 25-20 0,11 1,64 0.47 25,0 20,3 T=l 200°C , n =1200 obr./min., 8i=<4,0 s' Krzywa Stal C Mn Si Cr Ni

C -C

B

/7

1 45 0,18 0,65 0,22

2 18-10 0,03 1,54 0,40 17,4 10,3

1

s

1

B

c

//

/

12

20

14

22

24

26

28

Liczba skręceń, N , obr. s

0

Rys. 4.3.

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

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

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 2 5 20 w gatunku H25N20S2 (krzywa 3)

W procesie odkształcania na gorąco (T > T ) wraz z odkształceniem plastycznym prze­ biegają 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 ob­ ciążonym, podczas przebiegu jego plastycznego odkształcenia. Zjawiska zachodzące w prze­ rwach pomiędzy kolejnymi odkształceniami, po zdjęciu obciążenia, określane są mianem statycznych, a poprzedzone procesami dynamicznymi - postdynamicznych lub metadynamicznych. 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 temperatu­ rach 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 dyslo­ kacji podczas plastycznego odkształcania rośnie wraz ze wzrostem wielkości odkształcenia. W wyniku tego zwiększa się częstotliwość anihilacji dyslokacji, osiągając wartość charaktery­ styczną dla stanu równowagi. Z tego powodu utworzona podstruktura dyslokacyjna oraz pod­ ziania charakteryzują się stałym kątem dezorientacji i umożliwiają dalsze odkształcenie przy stałej wartości naprężenia uplastyczniającego [12]. Nowe dyslokacje, utworzone podczas na­ stępującego później odkształcenia plastycznego na gorąco, ulegają z kolei przegrupowaniu w r

86

Teoretyczne podstawy kształtowania plastycznego

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 zwięk­ szeniu, 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 s . Wielkość krytycznego odkształcenia zależy od temperatury, prędkości odkształcenia, składu chemicznego stopu oraz przeprowadzonej po­ przednio obróbki cieplnej i mechanicznej. Nowe ziania powstające w wyniku przejścia frontu rekrystalizacji dynamicznej nasycają się ponownie dyslokacjami w następnym etapie od­ kształcenia. Proces ten nie powoduje zatem powstania stabilnej struktury. Zarodki rekrystaliza­ cji dynamicznej powstają podobnie jak podczas rekrystalizacji statycznej, przy czym znaczne zwiększenie prędkości odkształcenia sprzyja zarodkowaniu przez migrację odcinków szerokokątowych granic ziarn pierwotnych. Podwyższenie temperatury przeróbki plastycznej na gorą­ co 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 któ­ rym następuje zmiana dotychcza­ sowego nachylenia przebiegu krzywej i jej zagięcie (punkt A). Wartość odkształcenia odpowiada­ jącego temu punktowi zależy od rodzaju badanej stali, temperatury i prędkości odkształcenia. Zmiana przebiegu krzywej wywołana jest uruchomieniem procesów usuwa­ nia skutków gniotu. Dla odkształlz

odkształcenie

Rys. 4.4. Krzywe płynięcia w odkształcenie [23]

układzie: naprężenie -

,

.

.

cen w drugim przedziale następuje . , przyspieszenie tych procesów, do-

4. Próba plastycznego skręcania

87

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 od­ kształceń przekraczających wartość krytyczną s (punkt A) pojawia się rekrystalizacja dy­ namiczna, 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 dyna­ miczne 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 dy­ namicznym, 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. kr

4.5. Naprężenie uplastyczniające - opis analityczny Właściwe opracowanie technologicznych procesów plastycznej przeróbki metali, jak również zaprojektowanie do ich realizacji odpowiedniego oprzyrządowania, wymaga znajomo­ ści 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 proce­ sie przeróbki plastycznej na tym urządzeniu. Liczne badania i obserwacje wykazały, że warun­ kiem 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 wa­ runkach. Naprężeniem uplastyczniającym a definiuje się wielkość naprężenia potrzebną do p

88

Teoretyczne podstawy kształtowania plastycznego

plastycznego odkształcenia przy prostym (jednoosiowym) rozciąganiu lub ściskaniu [70]. War­ tość <jp uzależniona jest od cech stali (składu chemicznego, struktury, wielkości ziarna, poprze­ dzających 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 odkształce­ nia, to naprężenie uplastyczniające danego materiału zależy od wypadkowego działania rów­ nocześnie 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 kompute­ rowych wspomagających projektowanie procesów przeróbki plastycznej. Naprężenie upla­ styczniające 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 Grosmana [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 głów­ nych 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 zim­ no, 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 składo­ wych odkształceń głównych, procesy kształtowania można podzielić na: proporcjonalne i mo­ nofoniczne oraz nieproporcjonalne i niemonotonicznie. Klasyfikacja ta dotyczy zmian zachodzących lokalnie w kotlinie odkształcenia. Funkcje naprężenia uplastyczniającego można podzielić na pięć grup różniących się ro­ dzajem uwzględnionych parametrów opisujących warunki i przebieg odkształcenia oraz stan początkowy materiału, a mianowicie:

89

4. Próba plastycznego skręcania

Grupę I

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

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

0

nu początkowego. Grupa II

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

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

Grupa III to funkcje O

i

= f{s ,£ ,T,C ),

p

i

i

w

uwzględniające, oprócz temperatury, prędko­

ści i wielkości odkształcenia, także stan wewnętrzny materiału (a ), w

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

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 podwyż­ szonych 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 po­ jawiają 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 (funk­ cje sklejane). Tabela 4.1. Krzywe umocnienia stosowane w programach symulacji procesów przeróbki plastycznej na zimno [23] Lp.

Autor wzoru

1

-

2

-

3

Swift

4

Ludwik

5

Krupkowski

Oznaczenia:

Analityczna postać wzoru o =o° c(s p

+

a = a ° + Ce'

?) 1

p

a =c( p

S j +

0

e<>)"

o =Ce? p

a =kzf p

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

i + e

1

n

90

Teoretyczne podstawy kształtowania plastycznego

Tabela 4.2. Równania

konstytutywne dla programów symulacji procesów przeróbki plastycznej na gorą­ co i w podwyższonych temperaturach [23] Lp.

Autor wzoru

Analityczna postać wzoru a

1 2 3 4

Oznaczenia:

2

3

a =C ," exp(n 8 )ś ^ ' )exp(aT) 2

zależności zdefiniowane indywidualnie przy opracowaniu wyników pomiarów

5

= Ce" E K P ^ j s J e " exp(aT)

p

p

a

a a

p

L

= Ce>

p

p

+ b

S

=C

n 2 E i

=C " g i

l + b l T )

2

i

exp(n

T

i

) e > ' ' > exp(aT) +b

| 6 i

exp(n e -') 6 (n

l

j

exp(-n s /s ,)s 2

,+b

i

i

]

( n i

T

' exp(aT) T)

'"

F / T )

exp(aT)

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

Funkcje grup III i IV są stosowane sporadycznie. Zasadnicze przyczyny ich ograniczone­ go rozpowszechnienia związane są ze stosunkowo krótkim czasem jaki upłynął od ich opraco­ wania oraz brakiem opisu tego typu funkcji dla większej ilości materiałów. Funkcje, które spełniałyby warunki grupy V nie zostały dotychczas opracowane. Opra­ cowanie takich opisów jest absolutnie niezbędne dla uzyskania prawidłowych wyników symu­ lacji komputerowych procesów przeróbki plastycznej na zimno i w podwyższonych temperaturach, odznaczających się nieproporcjonalnym i niemonotonicznym przebiegiem od­ kształcenia. 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 wystę­ pujących w kształtowanym materiale i to zarówno fazy przygotowawczej (nagrzewanie, wstęp­ na 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 upla­ styczniające są znacznie mniejsze.

91

4. Próba plastycznego skręcania

Z różnych propozycji opisujących w pewnym przybliżeniu krzywą umocnienia najszer­ sze zastosowanie znalazł wzór zaproponowany przez Swifta (tab. 4.1), który dla metalu całko­ wicie wyżarzonego (c = 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 cp 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 upla­ styczniającego może nastąpić na drodze zdrowienia i rekrystalizacji bądź podczas odkształce­ nia (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 odkształ­ cenia i prędkością odkształcenia, a także od takich cech materiału jak wielkość ziarna, charak­ terystyka wydzieleń i energia błędu ułożenia (EBU). W operacjach przeróbki plastycznej dynamiczne i statyczne zmiany strukturalne oddziałują ze sob% określając ogólne przeobraże­ nia struktury. Decydują one o wielkości naprężenia uplastyczniającego, stanowiącego najważ­ niejszy czynnik decydujący o sile i energii niezbędnej dla dokonania odkształcenia. Na rysunku 4.5 przedstawiono przykładowo krzywe zależności naprężenia uplastycznia­ jącego 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" . 0

0

1

180

£

140

f

800°C 850°C 900°C 950°C -*-1050°C -*-1150°C —•— 12f>0°C

WjC^^^-^—•—•—•—•—•—•—•

0

1

0.2

,

1

0,4

1

'

0,6

'

0,8

'

"

1

i

'

1,2

1,4

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

1

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

Teoretyczne podstawy kształtowania plastycznego

92

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

700 V£",= > \ l'

600

0

-

7

4.6). 4 = 0.1 s"

0.2" .5' c N

500

§
300

'l

200

§•

1

= 0,4

0.1'

100 0

200

400

600

800

1000

600

1000

Temperatura T, ° C

0

200

400

600

Temperatura T, ° C

Występują zakresy temperatur, w których naprężenie uplastyczniające wykazuje zauważalny wzrost, pomimo podwyższenia temperatury. Przyczyną tego wzrostu, w zależności od prze­ działu temperatur jego występowania, może być wydzielanie się nowej fazy, przemiana fazy rodzimej lub starzenie dynamiczne. W przypadku wydzielenia nowej fazy wzrost wartości naprężenia upla­ styczniającego następuje tylko wów­ czas, gdy materiał dwufazowy, lub wydzielona nowa faza ma dostatecznie dużą wartość naprężenia uplastycznia­ jącego [ 9 5 ] . W stalach węglowych niemonotoniczny przebieg zależności naprężenia uplastyczniającego spowo­ dowany jest zjawiskiem starzenia dy­ namicznego (rys. 4 . 6 ) . Zachodzący wzrost a w zakresie temperatur 3 0 0 - r 5 0 0 ° C , przyjęto nazywać krucho­ ścią na niebiesko [ 1 5 ] . Teoretyczne przesłanki dla więk­ szości materiałów, potwierdzone wy­ nikami eksperymentów, wskazują na słuszność, w przedziałach temperatur pomiędzy przemianami fazowymi, gdzie przebieg zależności jest monofo­ niczny, zależności w postaci p

400

000

800

1000

Temperatura T, ° C

a

Rys. 4.6.

Wpływ temperatury na naprężenie uplastycz­ niające stali węglowej (0,15%C) dla różnych stopni odkształcenia 6j i prędkości odkształ­ cenia 8 j [15]

P

= po a

ex

P(-

a T

)

( - ) 4

12

dla której a i a są to wielkości stałe, określone dla danej wielkości od­ kształcenia Si i prędkości odkształcenia po

¿1-

Wykres zależności naprężenia uplastyczniającego od temperatury i wielkości odkształcania na gorąco przedstawiono na rys. 4 . 7 .

93

4. Próba plastycznego skręcania 320 OZNACZENIA. ! -

P

260

P

200

140

850

900

1050

1200

1350

TEMPERATURA, C 0

Rys. 4.7.

Wpływ temperatury T i stopnia odkształcenia 8 ] na naprężenie uplastyczniające rj stali p

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

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 plastycz­ nej, przy stałej temperaturze i wartości odkształcenia, słuszna jest zależność (4.13) Znając przebiegi krzywych umocnienia dla różnych prędko­ ści odkształcenia, można wyzna­ czyć wartość wykładnika m, czyli tzw. czułość na prędkość od­ kształcenia, przekształcając za­ leżność (4.13) do postaci l o g O p =logC + mlogei (4.14)

0,2

0,4

0,6

0,8

1

2

4

P R Ę D K O Ś Ć ODKSZTAŁCANIA

Rys. 4.8.

Zależność naprężenia uplastyczniającego a

p

stali

45 od prędkości odkształcenia 8 ^ dla różnych tem­ peratur odkształcenia T=800>1100°C i stopnia od­ kształcenia 8 j = 0,4 [95]

W układzie współrzędnych podwójnie logarytmicznym wy­ kresem tego równania jest prosta (rys. 4.8). W temperaturze otoczenia czułość na prędkość odkształce­ nia ma minimalne wartości. W temperaturach przeróbki pla­ stycznej na gorąco obserwuje się jednoczesny znaczący wpływ temperatury (rys. 4.9) i prędkości

94

Teoretyczne podstawy kształtowania plastycznego

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

b) \

\

123A-

00H13 00H18M2NB < 00H25M1NB £ O0H18N10

\ \

4

V

\

\ \

\

\

w

\

\

\

k

\

7

1000

\ >

\

A

\ \ 'S

-

— >\

\

900

\\ \\\\

\

\

\

\\-

\

1

800

\

\

-—\\

i

00H13 00H18M2NÒ < 00H25F/1NB tń 00H18N10

\

\ \ \

\

i

1234-

1100

\

N

1200 T , C 8

800

650

S00

1000

1100

1200

T, °C

Rys. 4.9. Zależność naprężenia uplastyczniającego: maksymalnego a (a) oraz przy złomie próbki Z (b) od temperatury odkształcenia dla różnych stali wysokostopowych, prędkość odkształ­ cenia 8 i = 4 s [45] pmax

A

P

0,00

0,20

0,40

0,60

0,80

1,00

1,20

1,40

Rys. 4.10. Wpływ prędkości odkształcenia ej na naprężenie uplastyczniające a , stal 50HSA, tempera­ tura 1250°C [53] p

4. Próba plastycznego skręcania

95

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 ograni­ czenia ze strony procesu, określone przez odkształcenie graniczne. Odkształcenie graniczne zależy od wielu czynników, m.in. od temperatury, prędkości odkształcenia, stanu mechanicz­ nego, obróbki cieplnej, wielkości ziarna, ilości zanieczyszczeń, kształtu i wielkości wtrąceń oraz wydzieleń fazowych. W wielu wypadkach operuje się także pojęciem plastyczności. Plastyczność jest to zdol­ ność materiału do odkształceń trwałych bez utraty spójności [60]. Metal znajduje się więc w stanie plastycznym w czasie przeróbki plastycznej, gdy naprężenia przekroczą warunek przej­ ścia metalu w stan plastyczny, lecz nie przekroczą warunku zachowania spójności. Im większa jest wartość odkształcenia do pojawienia się pierwszych oznak pękania, tym wyższa jest pla­ styczność, 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 poja­ wiają się pęknięcia. Odkształcenie graniczne natomiast jest to takie odkształcenie, które można zrealizować w określonym procesie przeróbki plastycznej bez zniszczenia metalu lub przecią­ żenia urządzeń. Odkształcenie graniczne jest mniejsze od odkształcalności; w przypadku gra­ nicznym 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 niewy­ korzystanie 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 od­ kształcenia, jakie metal może znieść do chwili pojawienia się pęknięć. Przy opracowaniu pro­ cesów 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).

96

Teoretyczne podstawy kształtowania plastycznego

Wielkość odkształcenia granicznego, określoną w próbach przemysłowych, można po­ równać z odkształcalnością określoną w warunkach laboratoryjnych tylko wówczas, gdy pro­ ces 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 zależno­ ści 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 mikropęknięć. Poprzez skojarzenie różnych metod badawczych (rozciąganie, ściskanie, skręcanie) moż­ na 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 jako­ ściowej 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 pod­ stawie liczby skręceń w chwili złomu, przeliczanej na wielkość odkształcenia zastępczego, zgodnie ze wzorem (4.9). Jak już zaznaczono, odkształ­ cenie graniczne zależy od wielu 100H13 160 200H18M2NB czynników, m.in. od temperatury, 3< 00H25M1NB prędkości odkształcenia, stanu me­ 4TO 0 0 H 1 8 N 1 0 HO chanicznego, obróbki cieplnej, wiel­ ODKSZTAŁCENIE GRANICZNE kości ziarna, ilości zanieczyszczeń, 120 2 7TN R kształtu i wielkości wtrąceń oraz wydzieleń fazowych itp. Badania 100 laboratoryjne i obserwacje w prakty­ 80 ce przemysłowej dowodzą, że pla­ styczność jest uzależniona od 60 gatunku stali, jej stanu i parametrów procesu odkształcenia. Dla próby 40 skręcania próbek okrągłych przyjmu­ je się zgodnie z wieloma poglądami 20 [45], iż graniczny stopień odkształ­ cenia A równa się zastępczemu odkształceniu plastycznemu w mo­ 1100 1150 1 2 0 0 1 2 5 0 1000 800 850 900 T, ° C mencie utraty spójności metalu (podrozdz. 1.9), co - dla badań plasto­ Rys. 4.11. Wpływ temperatury odkształcenia T na rze­ metrycznych, pokazano na rysunku czywistą odkształcalność graniczną e stali 4.11. 2

iz

iz

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 przy­ padki 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 wierzch­ nich 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 pozosta­ łych 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 sma­ ru. 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 za­ leżności empirycznych, nie zawsze dających zadawalającą wielkość sił tarcia. Ogólnie stwier­ dza się, że - poza specyficznymi cechami współpracujących warstw wierzchnich oraz mecha­ nizmów tarcia, wielkość strat na tarcie uzależniona jest od warunków odkształceniowotemperaturowych, prowadzonego procesu odkształcenia plastycznego. Prowadzi się więc licz­ ne 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.

98

Teoretyczne podstawy kształtowania plastycznego

Zmienne warunki tarcia w dwóch wzajemnie do siebie prostopadłych kierunkach, wyni­ kające np. ze specyfiki obróbki powierzchniowej narzędzi roboczych lub oddalenia od po­ wierzchni tarcia, spowodują, iż opory płynięcia w tych kierunkach będą się znacznie różnić. Wywoła to w tej strefie tzw. nierównomierność wielkości sił tarcia (anizotropię tarcia), na­ rzucającą zmienne warunki płynięcia pasma w tych kierunkach, a zatem jego nierównomier­ ność odkształcenia, a w konsekwencji, wskutek różnego stopnia przerobu plastycznego, nie­ równomierność własności mechanicznych wyrobu, poddawanego odkształceniom plastycznym. Tarcie powoduje więc nadmierne miejscowe zużywanie i nierównomierne wyra­ bianie 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 róż­ nej głębokości, uzależnione od dokładności i rodzaju przeprowadzonej obróbki skrawaniem. Kierunek rys określony jest przez kierunek wzajemnego przemieszczania się noża skrawające­ go lub tarczy szlifierki względem ruchu obrabianego narzędzia (walca, matrycy itp.). Na przy­ kład 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 (ani­ zotropię) 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 mechanicznej Struganie Podwójne szlifowanie

Stan powierzchni styku

Współczynnik tarcia

Stosunek

bez smaru ze smarem bez smaru

wzdłuż rys Lij 0,45 - 0,59 0,33 - 0,38 0,24-0,31

w poprzek rys u. 0,67 - 0,79 0,48 - 0,59 0,30-0,41

0 , 7 3 : 0 , 5 2 = 1,40 0 , 5 3 : 0 , 3 6 = 1,47 0,35 : 0 , 2 7 = 1,29

ze smarem

0,21-0,27

0,24 - 0,34

0,29 : 0 , 2 4 = 1,20

2

Współczynnik tarcia wykazuje więc różne wielkości w zależności od warunków po­ wierzchniowej 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 ju a duża oś b - będzie usytuowana w kierunku zgodnym z |i - W tym przypadku nierównomierność tarcia powierzchniowego określa się poprzez nierównomierność od­ kształcenia, charakteryzowaną przy spęczaniu tzw. współczynnikiem nierównomierności od­ kształcenia Xj = — > 1, przyjmującym wielkość A, = 1 - gdy \x = m , lub Xj > 1 - gdy b 1?

2

T

M2 >Ml •

2

5. Nierównomierność tarcia i odkształcenia w procesach przeróbki plastycznej

99

Stan powierzchni narzędzia zmienia się w procesie eksploatacji. Jeżeli szorstkość po­ wierzchni zwiększa się, to rośnie i współczynnik tarcia. Podobny jest także wpływ stanu po­ wierzchni 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 bezpo­ średnio 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, wskazu­ je 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 P czynnik tarcia m definiuje zależność m=•

= S—

(5.1)

(5.2)

gdzie: [i - współczynnik tarcia, p - kąt tarcia, m - czynnik tarcia, p - nacisk normalny, a - 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 okre­ ślić 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 wyp

100

Teoretyczne podstawy kształtowania plastycznego

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 do­ świadczalnie w procesie ciągnienia na zim­ no prętów pełnych [59]

stępującego pomiędzy dwoma ciałami. Przyjmuje się w tym wypadku, że na­ prężenie pochodzące od tarcia x jest proporcjonalne do maksymalnego na­ prężenia stycznego, które opisać można czynnikiem tarcia m (wz. 5.2), przyj­ mującym wartości 0 < m < 1. W przy­ padku braku tarcia czynnik tarcia przyjmuje wartość m = 0, natomiast maksymalna wartość naprężenia stycz­ nego, jakie może wystąpić na powierz­ chni styku dwóch ciał, otrzymamy dla m = 1. Jego wielkość nie może być opisana tabelarycznie, gdyż rzeczywiste jego wartości są ściśle związane z ro­ dzajem i warunkami odkształcenio­ wymi realizowanego procesu kształto­ wania plastycznego, np. w procesie ciągnienia prętów przez ciągadło stoż­ kowe (rys. 5.1).

5.3. Smarowanie w procesach przeróbki plastycznej W procesach przeróbki plastycznej szeroko stosuje się różnorodne smary, które zmniej­ szają nie tylko współczynnik tarcia, ale ostatecznie obniżają opory płynięcia w strefie odkształ­ cenia. 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.

"> (

5. Nierównomierność tarcia i odkształcenia w procesach przeróbki plastycznej

101

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 du­ żych 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 wyso­ kich prędkościach odkształcenia, np. walcowaniu blach i taśm, ciągnieniu walcówki itp., gdy wydzielanie ciepła - powstającego wskutek energii odkształcenia i tarcia, jest duże, zastoso­ wany smar - oprócz obniżenia współczynnika tarcia, a zatem i naprężenia normalnego, powi­ nien także chłodzić narzędzie i metal, a zatem powinien cechować się dużą pojemnością ciepl­ ną. Ponadto smaiy - stosowane w obu tych technologiach, powinny: nanosić się na narzędzi lub pasmo z dużą przyczepnością, być chemicznie pasywne, łatwo usuwalne po procesie od­ kształcenia 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 po­ wierzchni 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 wa­ runkach prowadzenia tej technologii, zestawiono w tabeli 6.1.

102

Teoretyczne podstawy kształtowania plastycznego

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 naturalne­ go, gdy na doprowadzone do walców pasmo o dużej masie działają siły zewnętrzne: do­ ciskająca 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 otrzy­ mamy zależność - F

x

+

T

x

- |

+

| =0

(5.4)

Uwzględniając, iż: F = Fcos(90-a)= Fsina T = Tcosa = juFcosa

(5.5)

x

x

oraz po podstawieniu zależności (5.5) do wzoru (5.4) otrzymamy

Rys. 5.2. Równowaga sił przy chwycie natural­ nym (a = p) w obecności sił zewnętrz­ nych [56, 60]

— + uFcosa = Fsina +— (5.6) 2 2 Po przekształceniach doprowadzamy ją do postaci B-Z 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 = t g a , 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 moż­ na określić metodą doświadczalną, tj. metodą znakowania, polegającą na walcowaniu próbki płaskiej (h = const) z różnymi gniotami względnymi £ w walcach, mających na pobocznicy beczki nacięte znaki w odległości L , które po przewalcowaniu odcisną się na próbce w odle0

h

0

103

5. Nierównomierność tarcia i odkształcenia w procesach przeróbki plastycznej

głości L (rys. 5.3). Dokonując na zimno pomiarów tych odległości można wielkość wyprze­ dzenia obliczyć wzorem h

(5.9)

2$ -o*

2,< 2,0 o

1.6

<2

0.4

4

6

8

10

i>

14

16

U

Swh, %

Rys. 5.3.

Schemat metody znakowania (a) i zależność wyprzedzenia S^ od gniotu względnego e (b) [60, 70] wh

Wobec tego dla każdego przypadku określamy kąt chwytu zależnością \ h -h, a = arceosf i1 | = arceos D oraz wielkość gniotu względnego Ah A

0

h

v

(5.10)

(5.11)

Znając zależność wielkości wyprzedzenia dla każdego gniotu konstruujemy wykres S^ = f (e ) = fi (a), a - po określeniu maksimum tej zależności, obliczamy kąt tarcia wh

104

Teoretyczne podstawy kształtowania plastycznego

(5.12)

p = Ot 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 pro­ cesu 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 h /d < 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 rów­ nież nacięte stożkowe wcięcie o kącie a. Na stożkowej powierzchni próbki działają: normalna siła nacisku F i siła tarcia T (rys. 5.4). Siłę F - nacisku na pobocznicę stożka można rozłożyć na składowe: siłę Fi równoległą do osi próbki 0

0

n

n

F,=-Ł-

-

(5.13)

cos a siłę F działającą na tworzącej stożka F =F tga, 2

2

(5.14)

n

która przeciwdziała sile tarcia na tworzącej stożka T = uF . n

a)

Rys. 5.4.

b)

c)

d)

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]

5. Nierównomierność tarcia i odkształcenia w procesach przeróbki plastycznej

Rozważmy trzy możliwe przypadki spęczania. A, gdy T > F , czyli uF > F tg a , wobec tego \i > tg a oraz p > a

Przypadek n

-

2

(5.15)

n

Wówczas ściskana próbka przyjmuje kształt beczkowaty, wskutek maksymalnego hamo­ wania 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 prze­ kroju poprzecznym próbka uzyskuje kształt beczkowaty: pod kowadełkami ma najmniej­ szą średnicę, zaś w środku - największą. Przypadek Z?, gdy T = F , czyli uF = F tg a , wobec tego \x = tg a oraz p = a (5.16) 2

n

-

105

n

Wówczas ściskana próbka przyjmuje kształt cylindryczny, wskutek jednakowego hamo­ wania 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 poprzecz­ nym próbka uzyskuje kształt cylindryczny: pod kowadełkami ma taką samą średnicę, jak i w środku. Przypadek C, gdy T < F , czyli uF < F tg a , wobec tego JLX < tg a oraz p < a (5.17) 2

n

n

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 poprzecz­ nym 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 roz­ łożyć na składowe poziome i pionowe, opisywane równaniami: składowe poziome: N = Nj sina (5.18) N = N sina l x

2 x

T

lx

T

2x

2

= Tj cos a = jaN} cos a = T c o s a = uN cosa 2

składowe pionowe:

2

(5.19)

106

Teoretyczne podstawy kształtowania plastycznego

N

l y

N

2 y

T

ly

T

2y

= Nj cosa

(5.20)

= N cosa 2

=Tj sina

(5.21)

=T sina 2

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 = p F j sina = p b x j sina N = pF sina = pbx sina T = jLipFj cosa = | u p b x cosa T = |LipF cosa = | u p b x cosa l x

2 x

2

(5.22)

2

lx

1

2x

2

2

Równanie równowagi sił na oś x ma postać Nlx+N +T -T =0 2 x

l x

(5.23)

2 x

które po podstawieniu zależności (5.22), po skróceniu przez iloczyn pb i redukcji, doprowadza się do ostatecznej postaci ,._

X

x

2 2

+

X

1

(5.24)

-tga

4

a)

b)

\

N

{ m

Rys. 5.5.

X

2

Próbka klinowa: przed odkształceniem (a) i po odkształceniu (b) oraz schemat działania sił (c) w metodzie klina Tarnowskiego [19, 60, 70]

5. Nierównomierność tarcia i odkształcenia w procesach przeróbki plastycznej

107

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 jednost­ kowych i sił stycznych na powierzchniach styku. Sposób wyznaczania współczynnika tarcia polega na spęczaniu pierścienia między pła­ skimi 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

Rys. 5.6.

Ł

, mm

Pierśeień do próby zgniatania metodą Burgdorfa (a) i nomogram do określania wartości współczynnika tarcia w funkcji wymiarów pierścienia po zgnieceniu (b) [19]

108

Teoretyczne podstawy kształtowania plastycznego

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 odle­ głości 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 (d i < d ), przy pewnej gra­ nicznej wartości tarcia średnica otworu może pozostać bez zmiany (d = d ). Przy niezbyt dużych oporach tarcia wystąpi nieznaczne zwiększenie średnicy otworu (d > d ). Po zgnieceniu mierzymy próbki, określając średnicę zewnętrzną d , wysokość hj oraz przy pomocy specjalnego czujnika, grubość ścianki g . Pomiary te pozwolą nam określić wiel­ kość średnicy wewnętrznej d ze wzoru d = d - 2gj. Znając wartość średnicy wewnętrznej d i wysokość pierścionka h po ściskaniu wyznaczamy wielkość współczynnika tarcia, po­ sługując się nomogramem, opracowanym przez Burgdorf a, a przedstawionym na rysunku 5.6. Próbę ściskania prowadzimy kolejno na pierścieniach: niesmarowanym oraz smarowa­ nych przy użyciu jako środka smarującego: pasty grafitowo-molibdenowej, smaru łożyskowe­ go i proszku mydła sodowego. Pozwoli nam to ocenić wpływ zastosowanego smaru na wiel­ kość współczynnika tarcia. w

w0

w]

w0

wl

w0

z]

{

w]

w]

wl

z]

{

5.6. Doświadczalne metody określania współczynnika tarcia w ciągarstwie Ogólnie można przyjąć, że doświadczalne wyznaczenie współczynnika tarcia przy cią­ gnieniu 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, wy­ prowadzonych przy określonych założeniach. Rzeczywiste wielkości współczynnika tarcia, otrzymane przy ciągnieniu w różnych wa­ runkach 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), wyko­ nującego ruch obrotowy, Sachs wyprowadził w 1931 roku wzór, określający współczynnik tarcia JU w postaci cw

tga =

tga

cw

gdzie: F - siła ciągnienia przez nieruchome ciągadło, F - siła ciągnienia przez wirujące ciągadło (ciągadło obrotowe), n - prędkość obrotowa ciągadła, c

c w

(5.25)

109

5. Nierównomierność tarcia i odkształcenia w procesach przeróbki plastycznej

v X d a

k

-

prędkość ciągnienia, współczynnik wydłużenia, średnica wyrobu po ciągnieniu, kąt ciągnienia.

Tabela 5.2.

Współczynniki tarcia przy ciągnieniu okrągłych prętów pełnych [59, 98]

Materiał ciągniony stal nisko węglowa stal wysokostopowa miedź i stopy układu Cu-Ni brązy, nikiel i stopy niklu aluminium stopy aluminium cynk i jego stopy ołów wolfram i molibden molibden

Rys. 5.7.

Stan przerobu plastycz­ nego wyżarzony umocniony wyżarzony wyżarzony umocniony wyżarzony umocniony wyżarzony umocniony wyżarzony umocniony

stalowe 0,07 0,06

-

-

0,08 0,07 0,07 0,06 0,11 0,10 0,09 0,08 0,11 0,15

nagrzany do 600-900°C na zimno przy 20°C

-

Materiał ciągadła diament techniczny 0,05 0,04

węglik spiekany 0,07 0,05 0,05-0,08 0,07 0,06 0,06 0,05 0,10 0,09 0,08 0,07 0,10 0,20 0,25 0,15

0,06 0,05 0,05 0,04 0,08 0,08 0,07 0,06 0,20 0,12

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 wiru­ jącym, co pozwala (przy znajomości pozostałych parametrów procesu: c, v, X, d , a) obliczyć współczynnik tarcia. Do wyznaczenia współczynnika tarcia nie jest wymagana znajomość naprężenia uplastyczniającego a . k

p

110

Teoretyczne podstawy kształtowania plastycznego

5.6.2. Metoda dzielonego ciągadła Mac Lellana Jednym z dokładniejszych sposobów określania współczynnika tarcia jest, zaproponowa­ na przez Mac Lellana w 1948 roku, metoda dzielonego ciągadła (rys. 5.8). Istota metody pole­ ga na przeciągnięciu metalu przez ciągadło, przecięte na dwie równe części płaszczyzną prze­ chodzącą 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 ciąga­ dło, 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 t d l - 7i k

k

v

v

F ,

F

AS i

7r(ASctga + 7 r d l ) + AS k

k

gdzie: AS = S - S - różnica przekrojów początkowego i końcowego ciągnionego wyrobu, 0

k

F - siła ciągnienia, F - siła rozpierająca ciągadło, a - kąt ciągnienia, d , l - średnica i długość części kalibrującej ciągadła. 0

r

k

k

(5.26)

111

5. Nierównomiemość tarcia i odkształcenia w procesach przeróbki plastycznej

Jeżeli w równaniu (5.26) pominie się długość części kalibrującej ciągadła, jako parametr w małym stopniu wpływający na wielkość mierzonych sił, to otrzymamy F c t g a - Ti—— F

ctga

r

c

=

l+ T^ctga

F

F ctga-7cF c

F

r

Ti

=

c+^rCtga

J_

+

Ti

c

F F

IR_

F

r

c

( 5

2

?

)

CTGA

c

Dla zwykle stosowanych kątów ciągnienia, wielkość l/n jest bardzo mała w stosunku do F /F ctg a i można ją pominąć. Otrzymamy wówczas uproszczone równanie r

c

u^-^-ctgot 7iF

(5.28)

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 F i wzorów na naprężenie ciągnienia a , uwzględniających szereg ważnych parametrów technologicznych procesu ciągnienia. Korzystanie z tak otrzymanych wzorów wymaga znajomości siły (naprężenia) ciągnienia, naprężenia uplastyczniającego, kąta ciągnie­ nia oraz innych parametrów, takich jak np.: współczynnik wydłużenia, długość części kalibru­ jącej 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. c

c

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 tar­ cia przy walcowaniu wzdłużnym pasm o zmiennej wysokości, gdy stosunek l /h zmienia się w przedziale np. od 0,5 do 3,5 można stwierdzić, że warunki odkształcenia w kotlinie walcow­ niczej 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 naprę­ żeń er i i występuje przy ld/HŚR 1,0-1,5. Natomiast przy l /h < 0,5 maksima tych naprężeń występują zaraz za płaszczyzną chwytu, ale już przy wzroście l /h > 3,0 maksima rosną i przesuwają się coraz bliżej płaszczyzny wyjścia, gdyż na ten rozkład zwiększony wpływ wy­ kazują naprężenia styczne, pochodzące od tarcia. Rozkład tych naprężeń jest również nierównomierny na szerokości walcowanego pasma (rys. 5.9b), gdyż w zależności od stosunku b /l mogą wystąpić jedno lub dwa maksima na krzywych rozkładu naprężeń normalnych na szerokości powierzchni styku, co jest ściśle uza­ leżnione od tego stosunku. d

=

n

d

śr

d

śr

d

śr

śr

112

Rys. 5.9.

Teoretyczne podstawy kształtowania plastycznego

Krzywe rozkładu jednostkowych naprężeń: normalnych a i stycznych x na długości łuku styku (a) oraz naprężeń normalnych a na szerokości łuku styku (b) [26] n

z

Nierównomierny rozkład naprężeń w kotlinie walcowniczej wywołuje więc nierówno­ mierny 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) nara­ sta 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 przy­ legania. W wyniku takiego mechanizmu płynięcia w kotlinie walcowniczej występują strefy różnych odkształceń, co daje w paśmie - po jego odwalcowaniu, nierównomierność (anizotro­ pię) odkształcenia, którą najczęściej ujawnia się poprzez nierównomierność (anizotropię) wła­ sności mechanicznych i użytkowych, np. blach.

5. Nierównomierność tarcia i odkształcenia w procesach przeróbki plastycznej

113

b)

a)

£

<

0,08

5

O

0,04

1

li f

/

/ /

0 1

4

/ /

8

12

16

20

ID

24 X, M M

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 jedno­ osiowego rozciągania próbek, odpowiednio wyciętych z arkusza blachy (rys. 5.1 la), umocnio­ nej drogą walcowania na zimno. Własności anizotropowe blachy uwidaczniają się w ten spo­ sób, 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 I N A

b„

R = £2_ ^3

ln

(5.29)

g_ go

gdzie: go, b - początkowe: grubość i szerokość rozciąganej próbki, g, b - wymiary próbki po jej odkształceniu. Dla cienkich blach wyznaczenie odkształcenia e przez bezpośredni pomiar grubości bla­ chy 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 0

3

I N A

In-^o

lb gdzie: 1 ,1 - długość części pomiarowej próbki przed i po rozciąganiu, b , b - szerokość części pomiarowej próbki przed i po rozciąganiu. Pomiary wymiarów próbki: b i 1 po odkształceniu przeprowadza się po umownym wy­ dłużeniu próbki, które np. dla blach stalowych tłocznych wynosi ok. 20%. Wydłużenie to po0

0

114

Teoretyczne podstawy kształtowania plastycznego

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 - pobie­ ranie 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 anizo­ tropia własności blachy występuje wówczas, gdy w różnych kierunkach, leżących w płasz­ czyźnie 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 powierzch­ ni blachy, to wykazuje ona tzw. anizotropię normalną własności blachy. Stała wartość R, wy­ raźnie różna od jedności, wskazuje, że występuje anizotropia normalna blachy.

5. Nierównomierność tarcia i odkształcenia w procesach przeróbki plastycznej

115

5.7.2. Nierównomierność odkształcenia przy kuciu swobodnym Operacja spęczania Stan naprężenia i odkształcenia metalu o kształcie walcowym przy jego spęczaniu w ko­ wadłach płaskich zależy głównie od warunków tarcia powierzchniowego i tzw. warunku smukłości próbki, tj. stosunku h /d (podrozdz. 8.6.1). Przy spęczaniu w kowadłach płaskich - gładkich [15], gdy wielkość współczynnika tar­ cia JLL = 0, wytwarza się w materiale liniowy stan naprężenia (rys. 5.12a), powodujący równo­ mierne ściskanie próbki w całej objętości, niezależnie od warunku smukłości próbki. Na po­ wierzchniach 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 , wywierany przez narzędzie odkształcające jest na całej po­ wierzchni zetknięcia jednakowy i równy naprężeniu uplastyczniającemu a . 0

0

n

p

' 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 a i stycznych x n

Gdy wielkość współczynnika tarcia p, > 0 (rys. 5.12b), wytwarza się w materiale stan na­ prężenia - zmienny w różnych punktach objętości metalu, będąc zależnym od wielkości sto­ sunku ydo, co powoduje nierównomierne ściskanie próbki. Przy spęczaniu próbki cylindrycz­ nej pod wpływem naprężeń normalnych a , wywołanych zewnętrznym narzędziem odkształcającym, na powierzchni styku powstają styczne naprężenia tarcia powierzchniowego T , 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 x występuje w warstwach n

p

s

116

Teoretyczne podstawy kształtowania plastycznego

środkowych), co oddziałuje na płynięcie metalu na boki. Takie warunki płynięcia powodują więc, że kształt pobocznicy ściskanej próbki jest beczkowaty, a stopień jej beczkowatości uza­ leżniony jest od wielkości współczynnika tarcia \JL i stopnia odkształcenia przy spęczaniu. Wzdłuż drogi stempla rośnie średni nacisk jednostkowy a (wskutek wzrostu oporów płynięcia wywołanych przez siły tarcia), umacnia się metal oraz wzrasta powierzchnia nacisku, co obserwuje się jako wzrost siły nacisku stempla F . Ponadto przy spęczaniu wytwarza się przestrzenny stan naprężenia, powodujący nierównomierne odkształcenie w całej objętości próbki. Na przekroju podłużnym spęczanej próbki cylindrycznej można wyodrębnić trzy ro­ dzaje 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 pły­ nięcie 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 cią­ gły, 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 kon­ sekwencji powoduje nierównomierność własności mechanicznych i użytkowych takiej odkuw­ ki. 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 pozosta­ łych 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, n

n

-

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 wyro­ bie przekutym ziarna układają się we włókna, przebiegające w kierunku największego wydłu­ żenia, co powoduje zmianę struktury i własności mechanicznych odkuwki. Kierunek przebiegu włókien zależy także od obranej metody kucia. Przy kuciu swobodnym pod młotem,

5. Nierównomierność tarcia i odkształcenia w procesach przeróbki plastycznej

117

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 kieru­ nek włókien przebiega zgodnie z geometrycznym kształtem wyrobu, odpowiadającym naj­ większemu przerobowi plastycznemu. Małe stopnie przekucia powodują zwykle poprawę wła­ sności 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 na całej powierzchni jego styku z ciągadłem, które wywo­ łują powstanie elementarnych sił tarcia x = jna (rys. 5.13a). Taki stan naprężenia i odkształce­ nia panuje tylko w osi pręta, gdyż tarcie powoduje: nierównomierny rozkład odkształceń na przekroju pręta, występowanie naprężeń dopełniających międzywarstwowych. n

n

a)

n

b)

Rys. 5.13. Schemat naprężeń i odkształceń w osi (a) oraz rozkład naprężeń wzdłużnych <j\ i promienio­ wych a na długości ciągadła (b) na przekroju wzdłużnym przy ciągnieniu pręta okrągłego w ciągadle stożkowym [59, 60, 70, 98] r

Na element przestrzenny - wydzielony w stożku ciągadła, działają następujące napręże­ nia (rys. 5.13b), zmienne wzdłuż ciągadła:

118 -

Teoretyczne podstawy kształtowania plastycznego

rozciągające 0 \ - działające do wierzchołka stożka, ściskające GQ - działające do osi ciągadła, ściskające a - 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 na­ prężenia 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)

r

b)

Rys. 5.14. Rozkład naprężeń dopełniających (a) i twardości (b) na przekroju poprzecznym pręta okrą­ głego ze stali 45 przy ciągnieniu w ciągadle stożkowym o kącie 2ot = 12° ze zmiennym gnio­ tem: z= 0% (1); z = 7% (2); z = 15% (3); z = 20% (4) [59, 60, 98] Nierównomierność odkształcenia jest przyczyną występowania niejednorodnych własno­ ści 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 technolo­ gicznych procesu przeróbki plastycznej. Dla procesu walcowania na gorąco są nimi: rodzaj materiału walców i stan ich powierzchni, temperatura i prędkość walcowania oraz skład che­ miczny walcowanego materiału.

119

5. Nierównomierność tarcia i odkształcenia w procesach przeróbki plastycznej

Stan powierzchni walców i walcowanego pasma - decydującym czynnikiem jest jej chropowatość, gdyż w miarę jej wzrostu rośnie także współczynnik tarcia, sprzyjający warun­ kom chwytu. Na stan powierzchni wpływa skład chemiczny materiału walców i temperatura ich powierzchni oraz stopień i charakter zużycia powierzchni walców, nalepienia cząstek wal­ cowanego 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

1

Q30

J V

1

Ofi

0.5

2 03-

,3 0,3 02

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

1000

1100

1200 1300

TEMPERATURA, ° C

Rys. 5.16. Współczynnik tarcia przy walcowaniu na gorąco w walcach: stalowych szorst­ kich (1), stalowych szlifowanych, półutwardzonych 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 wy­ kazują większą wartość współczynnika tarcia. Wpływ składu chemicznego walcowanego meta­ lu 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 twar­ dość, 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 po­ ziomu temperatur - gdy powstają już miękkie tlenki, zaczyna spadać, gdyż zgorzelina zaczyna spełniać rolę smaru. Prędkość walcowania - przy jej wzroście współczynnik tarcia maleje, zwłaszcza w za­ kresie prędkości od 2 do 3 m/s (rys. 5.19), szczególnie przy walcowaniu na gorąco.

120

Teoretyczne podstawy kształtowania plastycznego

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 wa­ runkach 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. obec­ ność w nim substancji powierzchniowo czynnych, których większe ilości zawarte są w olejach pochodzenia organicznego, co obniża tarcie. Im większy jest stosunek l /h , 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 d

śr

powszechnie stosowanych emulsjach walcowniczych w zależności od prędkości walcowania = 0,05-0,08, a przy walcowaniu wygładzającym na suchych walcach piaskowanych \x = 0,20.

121

5. Nierównomierność tarcia i odkształcenia w procesach przeróbki plastycznej

a)

b)

GRUBOŚĆ WARSTWY SMARU, P M 2

4

6

8

l -/h d

Rys. 5.20.

10 śr

Zależność współczynnika tarcia od parametru l / h (a) i grubości warstwy smaru (b) przy walcowaniu na zimno i smarowaniu: emulsją (z gniotem: s = 10% (1) i e = 3 5 % (2)) lub ole­ jem rycynowym (z gniotem: s = 10% (3) i s = 2 5 % (4)) [26] d

śr

h

h

h

h

W procesach kucia współczynnik tarcia przyjmuje wartości zbliżone do wielkości, cha­ rakterystycznych, 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 D ciężkie metale nieżelazne

TypE Ni i żaroodporne stopy metali nie­ żelaznych

0,24 - 0,32

0,24 - 0,32

0,20 - 0,24

0,32 - 0,37

0,32 - 0,34

0,24 - 0,26

0,48-0,51

0,37 - 0,40

0,34 - 0,30

0,26 - 0,28

530 - 660

570 - 650

8 6 0 - 1080

1 3 2 0 - 1450

a - odkształcenia T = kT

Typ A stale węglowe

Typ B Al i jego stopy

TypC Mg i jego stopy

(0,3-0,5) T

t

0,31-0,35

0,30 - 0,40

t

0,35 - 0,45

0,40 - 0,48

(0,8-0,95) T

0,45 - 0,35 1135 - 1480

t

(0,5-0,8) T

t

b - topnienia T

t

W procesie ciągnienia na zimno na wielkość współczynnika tarcia wpływa wiele czynni­ ków, z których najważniejsze to: rodzaj ciągnionego materiału, jakość smaru i warstwy podsmarowej, stan powierzchni wyrobu i ciągadła, wielkość gniotu, nacisk jednostkowy na po­ wierzchni 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 walcówki stalowej, uzależnione od wybranych czynników technologicznych, jakimi są średni na-

122

Teoretyczne podstawy kształtowania plastycznego

cisk jednostkowy na stożku zgniatania, gniot w jednym ciągu lub prędkość ciągnienia. Stwier­ dzono, 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 V , 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 silni­ kowym, 3 - proszkiem mydła sodowego c

PODSTAWY TEORETYCZNE PROCESÓW PRZERÓBKI PLASTYCZNEJ

125

6. Procesy walcowania wzdłużnego

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 - za­ leżnie 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 wal­ carki 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 Rys. 6.1. Walce robocze do walcowania wyrobów pła­ poszerzenie metalu z uwagi na skich: z dwustronną rozetą (a) lub jednostronną odkształcenie plastyczne w łopatą (b) i wyrobów bruzdowych z dwustronną wykrojach, mających zastoso­ rozetą (c) [11, 30, 56]. Oznaczenia: 1 - beczka, 2 wanie przy walcowaniu kęsów, - czop, 3 - rozeta, 4 - łopata, L - długość beczki, li - długość czopa, 1 - długość rozety, D - śred­ prętów i walcówki, kształtują­ nica beczki, d - średnica czopa, dj - średnica ro­ cych je w wykrojach wydłu­ zety, d - średnica rdzenia rozety, r - promień żających, lub do walcowania zaokrąglenia czopa, rj - promień wcięcia rozety 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. 2

2

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 stoso­ wane do walcowania w walcowniach: średnich i małych, w walcarkach blach oraz na wal­ ce 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 wal­ cowania 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)

Rys. 6.2.

b)

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-

6. Procesy walcowania wzdłużnego

127

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 plastycz­ nego.

—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 zęba­ tych; 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 gór­ nych); 13 - przekładnia ślimakowa; 14 - sprzęgło synchroniczne; 15 - czujniki tensome­ tryczne 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;

128

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

-

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 - uni­ wersalna 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 ga­ tunku i temperatury przerabianego stopu oraz do wymiarów i kształtów produkowanych pasm. Jego typ konstrukcyjny nadaje nazwę całej walcowni, a charakteryzuje się go na podstawie

6. Procesy walcowania wzdłużnego

129

rozplanowania względem siebie walcarek roboczych, na charakter ich pracy oraz wielkość i kształt wyrobów walcowanych.

l

Rys. 6.5.

?

1111

Części składowe zespołu walcowniczego, usytuowanego w grupach [56]: a - wstępnej (nawrotna walcarka trio); b - pośredniej I (ciągła grupa walcarek duo w układzie H-V); c - po­ średniej II (grupa walcarek duo w układzie H, układ szachownicowy); d - wykańczająca (cią­ gła grupa walcarek duo w układzie H-V). Oznaczenia: 1 - walcarki, 2 - urządzenia pomocni­ cze, 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 ope­ racje, wynikające z realizowanego cyklu walcowniczego: skład materiałów wsadowych z urządzeniami do jego przygotowania poprzez: cięcie, apreturę 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 opera­ cji technologicznych oraz stosowane układy do sterowania, automatycznej kontroli i regulacji wymiarów pasm oraz parametrów procesu walcowania, zapewniających uzyskanie największej jakości wyrobów walcowanych.

130

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

£.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 samo­ tok 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, stycz­ na do walca i skierowana zgodnie z kierunkiem jego prędkości obrotowej. b)

a)

Rys. 6.6.

Siły działające na pasmo w momencie chwytu wymuszonego - gdy a < p (a), oraz w ustalonym procesie walcowania - gdy

cc

< p (b) [56]

Pasmo zostanie uchwycone przez walce w momencie chwytu wymuszonego, gdy będzie spełniony warunek równowagi sił osiowych, działających na jeden walec T

^>F ^ 2 2 Ponieważ T = Teosa i x

x +

x

T = uF

(6.1)

X +

i

F = Fsina x

Lt

= tgp

po przekształceniach otrzymamy B-Z łi>tga + — 2Fcosa a po założeniu, iż Z « 0 oraz B = 0 uzyskany zależność p> a y

(6.2) (6.3) (6.4) (6.5)

131

6. Procesy walcowania wzdłużnego

W ustalonym procesie walcowania (rys. 6.6b), przy założeniu Z = B = 0 oraz pominięciu wyprzedzenia, otrzyma się warunek oc cc T = Tcos—>F =Fsin— (6.6) 2 2 z którego po przekształceniach wynika zależność xY

Y

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

cos a =

OD

=

*

i

2

—=1

Ah

=1

Ah

(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 walco­ wania, którego przebieg zachodzi z coraz większym gniotem bezwzględnym Ah , przy stale rosnącej granicznej wielkości kąta chwytu a - Proces zachodzi aż do momentu utraty przy­ czepności na powierzchni styku, tj. gdy nastąpi ślizganie się walców po powierzchni próbki wskutek wyczerpania zapasu sił tarcia, czyli gdy spełniony zostanie warunek max

max

P

=

a

m a x marceos 1 -

Ah max = arceos D

I _ max n

S

(6.10)

Metoda maksymalnego kąta chwytu pozwala więc określić wielkość kąta tarcia w danych gra­ nicznych warunkach walcowania, uzależnionych od wielkości tarcia powierzchniowego. Wy­ stępujące najczęściej przy walcowaniu współczynniki tarcia w momencie chwytu jLi oraz związane z nim wartości dopuszczalnego kąta chwytu a i wskaźnika gniotu Ah/D podano w tabeli 6.1. ch

ch

6.4. Miary odkształcenia plastycznego Pasmo poddane walcowaniu zmienia swoje wymiary liniowe: zmniejsza się jego wyso­ kość, 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

132

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

Tabela 6.1. Dopuszczalne kąty chwytu a

c h

i współczynnika tarcia ju oraz wskaźnika gniotu Ah/D [26, ch

56] Współczynnik Wskaźnik procentowy Dopuszczalny Rodzaj procesu Ati tarcia kąt chwytu Warunki procesu 100—,%,mm m 1 odkształcenia D &ch> 1 I. Przy walcowaniu wyrobów stalowych na gorąco: Kęsiska kwadratowe i kęsy w walcach 8,3 + 16,7 24 + 32 0,45 + 0,62 naciętych lub napawanych 6.2 + 9,1 20 + 25 0,36 + 0,47 Kształtowniki 24 + 25 8.3 + 9,1 Płaskowniki 0,45 + 0,47 15+22 3.4 + 7,1 Blachy grube 0,27 + 0,40 II. Przy walcowaniu blach stalowych na zimno: 1,0+1,5 8 + 10 Walce szorstkie, suche 0,15 + 0,18 Walce szlifowane zgrubnie, smarowane 0,6 + 0,8 0,10 + 0,12 6 +7 olejem Walce szlifowane dokładnie, smarowa­ 0,1+0,4 3 +5 0,05 + 0,09 ne olejem mineralnym 0,08 + 0,14 0,04 + 0,05 Walce polerowane, smarowane emulsj ą 2 +3 III. Przy walcowaniu na gorąco blach i taśm z metali nieżelaznych: Aluminium, temperatura 400 do 500°C, 2,6 + 3,4 13 + 15 0,23 + 0,27 suche Aluminium, temperatura 400 do 500°C, 1,2 + 2,6 9+13 0,14 + 0,23 smarowane parafiną 2,2 + 3,4 12 + 15 0,21+0,27 Mosiądz, temperatura od 750 do 850°C 3,4 + 5,0 15 + 18 0,27 + 0,32 Miedź, temperatura od 750 do 850°C 22 0,40 7,2 Nikiel, temperatura 1100°C 1 IV. Przy walcowaniu na zimno blach i taśm z metali nieżelaznych: 1,4 + 2,4 3 +4 Mosiądz, smarowane olejem 0,05 + 0,07 Aluminium, smarowane olejem mine­ 2,4 + 3,8 4 +5 0,07 + 0,09 ralnym 0,6 + 0,8 6 +7 0,10 + 0,13 Miedź, smarowane olejem 0,7+1,0 Cynk, smarowane naftą 7 +8 0,12 + 0,15 0

^

L =

V

0

R \R R h 0 b 10 L

L

=

^

=

1

(

6

-

N

)

0

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

Ah = h o - h ] .

posługiwanie

się pojęciem

gniotu

bezwzględnego

obliczanego

jako

133

6. Procesy walcowania wzdłużnego

Tabela 6.2. Miary odkształcenia plastycznego pasma poddanego walcowaniu wysokości

\^$liara odkształcenia F \ liczona na: X

i*

odkształcenie bezwzględne, mm odkształcenie względne,

Ah = hi - h

0

£

| <0

szerokości walcowanego pasma Ab = bi - b > 0 0

0

odkształcenie procentowe, %

0 G =1008 >0

współczynnik odkształcenia,

y= ^ < l

P= ^ > 1 b

h

w h

b

b

w b

x

s =lny <0 h

s

b

=lnp>0

0

wi = r - >

0

H

Gj =100s X =

>0

wl

± > 1

lo

0

1 odkształcenie rzeczywiste,

1 '

Al = l - 1 > 0 £

wh = — < 0 G =100e <0 h

długości

8j = l n ^ > 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 długo­ ści łuku styku kątem chwytu a (wz. 6.9). Długość rzutu łuku styku metalu z walcem, opisanego w trójkącie AOD (rys. 6.6b), obli­ czamy z następującej zależności trygonometrycznej '

R

_ > o . - ^

2

(6.13)

2 J którą po rozwiązaniu doprowadzamy do postaci l =,RAh

fAh^

2

d

v ^

= VRAh

(6.14)

J

Łuk styku t metalu z walcem obliczamy wzorem s

TiRa

(6.15) 180 Jako rzut powierzchni styku metalu z walcem przyjmuje się powierzchnię obliczaną za­ leżnością S =b l (6.16) 3

d

ś r

d

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 = a h, można zatem przyjąć, że maksymalny gniot bezwzględny wynosi C

Ah

max

=D(l-cosp)

Przekształcając trygonometryczną zależność na cos p do postaci

(6.17)

134

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

(6.18)

COSp :

Vi+tg p 2

oraz po podstawieniu tg p = ix otrzymamy ostatecznie wzór Ah

max

=D

(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 rze­ czywistości - wskutek nacisku metalu na powierzchnię styku, następuje - szczególnie przy walcowaniu na zimno, ich sprężyste spłaszczenie (rys. 6.8a), w wyniku którego grubość wyj­ ściowa hi jest większa od założonej teoretycznie grubości hj o sumę promieniowych prze-

135

6. Procesy walcowania wzdłużnego

mieszczeń sprężystych walców, wskutek czego rzeczywista długość łuku styku l przewyższa teoretyczną l . c

d

a)

b)

Rys. 6.8.

Schemat sprężystego spłaszczenia walców wg Hitchcocka (a) oraz nomogram do wyznacza­ nia 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 (6.20)

R =R l + 2cb Ah śr

gdzie: R - promień walca sztywnego, mm, F - całkowity nacisk metalu na walec, kN, b - średnia szerokość pasma, mm, śr

8^-v ) c = —^ ' - stała podatności sprężystej materiału walców, przyjmowana dla: 7lE • walców żeliwnych c = 0,02234 mm /kN, • walców staliwnych c = 0,01280 mm /kN, • walców stalowych c = 0,01083 mm /kN, • walców z węglików spiekanych c = 0,00411 mm /kN F F = siła nacisku, przypadająca na jednostkę szerokości walcowanego pasma. 2

2

2

2

2

b

b

śr

Dla uproszczonego korzystania z zależności (6.20) opracowano nomogram (rys. 6.8b). Z kolei rzut długości łuku styku metalu ze spłaszczonym walcem l podaje wzór c

l c = l d ^ l + ^ F

'

b

(6.21)

którą można przekształcić - przy Fb, w kN/mm, do postaci wzorów użytecznych przy oblicze­ niach sprężystego spłaszczenia walców: -

żeliwnych l = ^R(Ah + 0,04468F ) c

b

136

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

-

staliwnych l = ,/R(Ah + 0,02560F )

-

stalowych l = ^R(Ah + 0,02166F )

-

z węglików spiekanych l = ^R(Ah + 0,00822F )

c

(6.22)

b

c

b

c

b

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 > 500 MPa. śr

6.6. Parametry kinematyczne kotliny odkształcenia 6.6A. Płynięcie pionowe - prędkość odkształcenia przy wakowaniu Dla prostego przypadku zgniatania wielkość stopnia odkształcenia określona jest zależ­ nością de = dh/h , definiująca prędkość odkształcenia wzorem w postaci dt dt h h gdzie stosunek dh/dt = v jest prędkością ruchu narzędzia roboczego w kierunku wysokości. h

Przy walcowaniu prędkość odkształcenia przyjmuje zmienne wartości wzdłuż łuku styku pasma z walcami. W dowolnym przekroju, odległym o x e ( 0 ; l ) od płaszczyzny wyjścia d

metalu z walców (rys. 6.9a), prędkość odkształcenia można wyrazić - zgodnie z równaniem (6.23), jako s =^ a)

(6

.24)

b) 40

v

30

PARAMETRY STAŁE: H, = 2 0 MM, D = 2 0 0 MM, N. N = 1 S ' W

x •co

y

*y

/

¿0

50 0,15

40 1 0,12

30 . _J_

2

..

,°

0,06

^LD.MM 0,03

0C , rad. X

Rys. 6.9.

Rozkład prędkości odkształcenia na łuku styku (a) oraz podczas walcowania pasma o jedna­ kowej wysokości końcowej w walcach o stałej średnicy beczki i prędkości obrotowej, jed­ nakże przy zmiennym gniocie względnym (b) [26]

137

6. Procesy walcowania wzdłużnego

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 obroto­ wej n = 60 obr/min., lecz z różnymi gniotami względnymi s = 0,10-0,50 zobrazowano na rys. 6.9b. Średnia prędkość odkształcenia w kotlinie walcowniczej jest równa w

wh

1

oJć;da s

a

(6.25)

a

ch

x

Po scałkowaniu równania (6.25) i przyjęciu uproszczeń otrzymać można - znane w prak­ tyce walcowniczej, zależności: e ~ W (6.26) wzórCelikowa V

A

*d

h

ł

l

o

wzór Ekelunda 2v„, Ah L h„+h,

(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 proce­ sów przeróbki plastycznej, które odznaczają się bardzo szerokim zakresem prędkości odkształ­ cenia (tab. 6.3). Tabela 6.3. Prędkości odkształcenia uzyskiwane w różnych procesach przeróbki plastycznej [70] Proces odkształcenia plastycznego

Walcowanie

Kucie

Wyciskanie

Ciągnienie

Typ urządzenia realizującego ten proces Walcownie wstępne Walcownie bruzdowe duże Walcownie bruzdowe średnie Walcownie blach grubych i średnich Walcownie ciągłe blach taśmowych Walcownie walcówki Prasy hydrauliczne Prasy korbowe Prasy cierne Młoty parowo-powietrzne Młoty szybkobieżne Prasy hydrauliczne Prasy mechaniczne Ciągarki łańcuchowe Ciągarki linowe Ciągarki bębnowe Wielociągi bez poślizgu Wielociągi z poślizgiem

Osiągana w tym procesie prędkość odkształcenia, s" 0,8 - 3,0 1,0-5,0 1,0-25,0 8,0-15,0 70,0- 100,0 75,0 - 300,0 0,03 - 0,06 1,0-5,0 2,0-10,0 10,0-250,0 ' 400,0 - 1400,0 3-10 20-80 1,0-20,0 5,0-50,0 25,0 - 600,0 120 - 1 500 5 000 - 60 000 1

138

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

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 po­ szerza, 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 odkształce­ nia, 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 skrzynko­ wych oraz szybko wydłużających: kwadratowych i rombowych; wymuszone - jest wynikiem celowo zadanego przez dobór kalibrowania walców, nierów­ nomiernego rozkładu gniotu na wysokości i szerokości pasma w wykrojach szybko wy­ dłużających: 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 wypeł­ nienie, dający pożądany profil walcowanego pasma, bez zawalcowań, idących w odstępy wal­ ców. Czynniki wpływające na poszerzenie W teorii walcowania do opisu płynięcia poprzecznego metalu wykorzystuje się najczę­ ściej stosunek Ab/Ah nazywany wskaźnikiem poszerzenia [26, 56, 68, 70, 136]. O jego zmia­ nach decyduje m.in. kształt kotliny odkształcenia, gdyż wydłużona (charakterystyczna dla profili bruzdowych) - sprzyja poszerzeniu, a poszerzona (charakterystyczna dla profili pła­ skich) - sprzyja wydłużaniu (co jest celem odkształcania tą technologią). Kolejno omówimy wpływ różnych czynników walcowniczych i geometrycznych, oddziaływujących na poszerze­ nie, czyli płynięcie poprzeczne w kierunku prostopadłym do kierunku walcowania. Kształt przekroju pasma - narzucany jest wskaźnikiem jego przekroju poprzecznego 5 = b / h , który osiąga maksimum - indywidualnie dla zmiennych gniotów względnych e , p

0

0

h

tylko dla pewnych wielkości (rys. 6.10 i 6.11), a przy innych maleje. Przy 8 = b / h > 6 p

0

0

opory tarcia w kierunku poprzecznym są tak duże, że hamują zupełnie poszerzenie (np. przy walcowaniu taśm i blach). Również wraz ze wzrostem b /ld (rys. 6.12) poszerzenie znacznie maleje, co jest charak­ terystyczne dla szerokich powierzchni styku. śr

139

6. Procesy walcowania wzdłużnego

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 = b / h > 3 mamy do p

0

0

czynienia z tzw. poszerzającymi się powierzchniami styku, które hamują poszerzanie pasm. Z kolei wydłużanie powierzchni styku, narzucanej przez wskaźnik 5 = 1^ /b§ ", przez zwiększa­ nie średnicy walców lub gniotu względnego 8 (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, sprzyjające­ go więc poszerzaniu. S

W H

r

140

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

a)

0,2

OĄ

as

08

200 400 600

800

D, mm Rys. 6.13. Zależność wskaźnika poszerzenia Ab/Ah od: a - gniotu względnego e , b - średnicy walców D[56] AH HO

wh

Ab Ah

8

W

H

= 70%

s h=60% w

8 h w

= 50%

8 h

= 40%

Swh

= 30%

w

900

...

900

Temperatura,°C Rys. 6.14. Zależność wskaźnika poszerzenia Ab/Ah od temperatury przy różnych wiel­ kościach gniotu względnego e dla stali St3 [26] wh

Temperatura walcowania - w za­ kresie temperatur odkształcania na gorą­ co w przedziale od 800 do 1100°C wyka­ zuje ona różniące się oddziaływanie (rys. 6.14), tj. dla dużych odkształceń, dają­ cych tzw. wydłużone strefy styku, krzy­ we te wykazują maksyma, lecz dla ma­ łych odkształceń, dających tzw. posze­ rzone strefy styku, krzywe te wykazują minima. Skład chemiczny stali (rodzaj wal­ cowanego 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 narzędzio­ wych (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 poszerze­ nia metalu w kotlinie odkształcenia.

141

6. Procesy walcowania wzdłużnego

Q

Wysokość początkowa pasma - przy jej wzroście maleje strefa wyprzedzenia, co obniża naprężenie osiowe, ułatwiające pły­ nięcie wzdłużne, a zatem przy walcowaniu pasm grubszych maleje poszerzenie (rys. 6.16b). Prędkość walcowania - z jej wzro­ stem maleje współczynnik tarcia [26, 60, 68, 136], co powoduje iż dla długich stref po­ szerzenie rośnie, a dla szerokich - maleje. Ilość przepustów - rozłożenie gnio­ tów na więcej przepustów, których ilość n określa się (znając współczynniki wydłuże­ nia: całkowitego pasma i średniego dla da­ nego procesu walcowania) wzorem

M \=20,

<

r

/ /

JL-

04 ,

50 30 40S h>%

20

w

Rys. 6.15. Zależność wskaźnika Ab/D od gniotu względnego s przy różnych wielkoś­ ciach współczynnika tarcia (h /D = 2%; b/h = 3) [26, 70] wh

śr

(6.28)

obniża wielkość całkowitego poszerzenia, będącego sumą jednostkowych poszerzeń z każdego pojedynczego przepustu. b)

a) 20

PBL

STAHS T*1150 C D~ 175 MM M

,16 Al •7

12

I

¥

Cu

7

//

$

Fc

• 4F

8

12

16

8

12

16

&h mni t

Rys. 6.16. Zależność poszerzenia bezwzględnego Ab od gniotu bezwzględnego Ah przy: różnych wal­ cowanych tworzywach (a) i zmiennych wysokościach początkowych pasma h (b) [26] 0

Zależności analityczne do opisu poszerzenia Poszerzenie bezwzględne określone może być teoretycznie, przy czym nowe metody ob­ liczania parametrów poszerzenia ujmują szereg czynników walcowniczych kotliny odkształce­ nia według ogólnego równania [26, 68, 136]

142

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

Ab = f A h ; R ; ^ ; i c L ; ^ ; ^

(6.29)

Nowe metody opisywane są zależnością podaną przez Z. Wusatowskiego typu (3 = acdry- ,

(6.30)

w

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 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 stalo­ wych, szlifowanych; - odpowiednie wielkości wynoszą: w

(6.31)

Ab = b ( p - 1 ) 0

-

wykładnik potęgowy W ma postać [68] b

W = C!

0

b

exp

v o; h

b o _ i ' ( h - ^ ' ' Ah R R v o; c

0

'k

b'oj

v o; h

c

(6.32)

h

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] Współczynniki:

Autor wzoru

c,

Wusatowski Sparling Sander

c

1 0,981 1

c

2

3

-1,9875 -1,615

0 0 0

-1,75

c

4

5

1 0,90 0,39

~|

c

C

0 0

,

-0,12

c

6

0 0

,

0,59

J

7

c

8

0,556 0,55

0 -0,25

o

0

i

6.6.3. Płynięcie wzdłużne - strefy opóźnienia i wyprzedzenia Na długości łuku styku metalu z walcem - w dowolnym przekroju x, zmieniają się nastę­ pujące prędkości (rys. 6.17a): osiowa składowa prędkości obwodowej walców v wx = v c o s a (6.33) wx

v

w

-

x

osiowa prędkość przemieszczania się pasma v

v ^v 0

m x


mx

(6.34)

1

Można zatem przyjąć, że na łuku styku położony jest przekrój, w którym te składowe są sobie równe, czyli że v = v , a zatem przekrój 2-2 (rys. 6.17b) nosi nazwę płaszczyzny wx

mx

143

6. Procesy walcowania wzdłużnego

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), dzie­ lącym kotlinę odkształcenia - pod względem kinematycznym, na dwie strefy: opóźnienia (stre­ fa 1) i wyprzedzenia (strefa 2) (rys. 6.17c), w której pasmo porusza się ze zmienną prędkością ruchu w kierunku osiowym, spełniającą zależność

Rys.6.17. Rozkłady: prędkości obwodowej wal­ ców w przekroju neutralnym (a) i ele­ mentarnych sił tarcia na długości kotli­ ny odkształcenia (b) oraz schemat zmian: osiowej składowej prędkości obwodowej walców v i przemiesz­ czania pasma v (c), określających na łuku styku strefy opóźnienia i wyprze­ dzenia [26, 56, 60] wx

mx

Położenie płaszczyzny podziałowej - określone jest kątem podziałowym y, wyznacza­ nym z równania równowagi sił działających w kotlinie odkształcenia, przy czym w strefie opóźnienia jednostkowe siły tarcia skierowane są w kierunku walcowania, a w strefie wyprze­ dzenia - mają kierunek przeciwny (rys. 6.17b) [26, 56, 70, 92]. Jego wielkość określa się naj­ częściej wzorami uproszczonymi - przy walcowaniu bez naciągów, podanymi przez: Pawłowa a

Y= -

ch

1-

a

Ekelunda

ch

2p

(6.36)

144

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

Ah 2D -

Ah 1 2D p

(6.37)

Koncewicza

y = arcsin

l-cosa psina

P -1' 2

P

sma

c h

1-Jl-

2P

J

(6.38)

c h

ch

Z kinematyki płynięcia można określić w odpowiednich przekrojach x kotliny odkształ­ cenia zmienne wielkości: opóźnienia w strefie 1, leżącej między płaszczyznami chwytu i neutralną, wzorem v J

mx - V

c

o

s

a

w

x

^

(6.39)

Q

op

wyprzedzenia w strefie 2, leżącej między płaszczyznami neutralną i wyjścia, wzorem v s

=

m x -

v

w x

Vmx-Vw Q ^x c

=

' wx

v

w

W

k

s

,

a

^

x

przy czym (wz. 6.40) w płaszczyźnie wyjścia - przy a znaną postać wzoru na wyprzedzenie o D

_ w

v

l ~

v

w

h

-

= 0° i cosO = 1, przyjmuje ogólnie 0

ch

(6.41)

_

Jego wielkość oblicza się m.in. wzorami: Finka _ [hj + D(l-cosy)]cosy -1

-

(6.40)

Q

(6.42)

l

Drezdena (6.43) Winogradowa [hj +D(l-cosy)]cosy

b +Ab 10

S

w

-

<*ch

(bo+AbJh!

(6.44)

Czynniki wpływające na wyprzedzenie - na jego wielkość wpływa szereg czynników, znajdujących uzasadnienie, zarówno we wzorach teoretycznych, jak i potwierdzenie w wyni­ kach 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;

145

6. Procesy walcowania wzdłużnego

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. b)

a)

Su>f %

0.5

1

0

Ź Iii, mm

Rys. 6.18. Zależność wyprzedzenia S od średnicy walców D (a) oraz wysokości końcowej pasma hj (b): 1 - walce suche, 2 - walce smarowane gliceryną [26] w

b) a) SW,%

4

\

3

200

400

600

800

1000

1200 T,

°C

Rys. 6.19. Zależność wyprzedzenia S od temperatury odkształcenia T (a) i gniotu względnego e (b) [26, 60] w

wh

W układach ciągłych konieczna jest znajomość wielkości wyprzedzenia, gdyż określa ona prędkość walcowania na wyjściu metalu ze strefy odkształcenia

146

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

=v (l

V l

w

+

S ) =^ Ł ( 1 +S ) W

(6.45)

w

Obowiązuje w tym przypadku prawo ciągłości strugi w klatkach układu ciągłego, znane jako iloczyn S j v j w mm /s, definiujące stałą kalibrowania zależnością 3

w

C ^ b i h i D ^ n ^ l + S^)

(6.46)

gdzie: iloczyn bj hj - pole przekroju poprzecznego pasma na wyjściu z klatki, D - średnica czynna walca roboczego danej klatki, n - prędkość obrotowa walców danej klatki.

/

cz

w

\ 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 projektowa­ niu 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 obli­ czania 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 naci­ sków jednostkowych, tj. od naprężenia tarcia na powierzchni M

w

=b JRda=bR o

:

(6.48)

J xdct- jrda 'Y

0

Obliczenie tych parametrów wymaga znajomości rozkładu średniego nacisku jednostko­ wego p w kotlinie walcowania. Dla jego określenia przyjmuje się szereg uproszczeń i przybli­ żeń, sprowadzających je do postaci uproszczonych: śr

l F

=

b

•

d

śr fq (x)dxsp S spg b l o n

ś r

d

r

ś r

d

M =a F w

F

gdzie: Pśr - średni nacisk jednostkowy, S - powierzchnia styku metalu z walcem, a - ramię działania siły nacisku (rys. 6.20a), przy czym: d

F

(6.49) (6.50)

147

6. Procesy walcowania wzdłużnego

•

wg Celikowa a = \j/ l , gdzie \|/ = 0,6-7-0,7 - przy walcowaniu na gorąco; \j/ = 0,38-7-0,42 - przy walcowaniu na zimno, F

d

Rys. 6.20. Położenie wypadkowej siły nacisku metalu na walec F (a) oraz rozkład składowych nacisku jednostkowego p na długości rzutu styku w przekrojach poprzecznych kotliny walcowniczej (b) przy walcowaniu prostym na zimno [30, 56] śr

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 zacho­ dzi w trój osiowym stanie naprężeń, w którym: • naprężenie pionowe Gi = p, •

naprężenie styczne

03 = a

t

możemy zapisać - wg hipotezy największego naprężenia stycznego, warunek G ! - G = aG , 3

p

czyli p = aG + G p

T

(6.51)

gdzie: ppionowy nacisk jednostkowy jaki należy wywrzeć, aby zrealizować odkształcenie pla­ styczne,

148

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

acjp - naprężenie uplastyczniające odkształcanej stali, a - wielkość oporów płynięcia metalu podczas walcowania, idących na pokonanie sił tarcia t

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 odkształce­ nia (problemy te omówiono szczegółowo w rozdz. 3). Te czynniki uzależnione są od wypad­ kowego działania, równocześnie zachodzących procesów umocnienia (jako skutku odkształce­ nia) 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 wyka­ zują 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.; b)

a)

P'

•

i t

r

Ml

H 2

Rys. 6.21. Zależność oporów płynięcia od grubości początkowej walcowanego pasma h (a) i współ­ czynnika tarcia u (b) przy walcowaniu na gorąco [30, 56] b)

a)

P

h 5mm m

0

i

h 10mm m

0

-

H1>H2>^3 M4=0 1 / /~\ 2 / / ^\ 3^fiASyy^/^^^^ J?'

o. CO

i

Rys. 6.22.

i

i

t

1

0 J początko­ Wpływ współczynnika tarcia na rozkład oporów L płynięcia dla różnych grubości ld

wych pasma h przy walcowaniu na gorąco (a) oraz różnych współczynników tarcia ja przy walcowaniu na zimno (b) [30, 56] 0

149

6. Procesy walcowania wzdłużnego

-

obniżenia wraz ze zmniejszeniem początkowej wysokości pasma - przy stałym ju, lub obniżeniem współczynnika tarcia - przy stałym h (rys. 6.22a) czy zwiększeniem nacią­ gów między klatkowych (rys. 6.25). 0

a)

D, > D > D 2

b)

3

£

wh]

> 8 > c H3 > £WH4 WH2

W

Rys. 6.23. Wpływ zmian średnicy walców D (a) i gniotu względnego e (b) na opory płynięcia przy walcowaniu na gorąco [30, 56] wh

Średni nacisk jednostkowy przy walcowaniu na gorąco - obliczyć można m.in. wzorem Zjuzina [30, 56, 60], mającym postać Pśr

= G

p a b n

( -

n

6

gdzie: Q - granica plastyczności w danych warunkach odkształcenia, obliczana wzorem G =G k k k

5 2

)

p

P

d

t

£

(6.53)

u

G - bazowa wartość granicy plastyczności, a współczynniki: temperatury k , stopnia od­ kształcenia k i prędkości odkształcenia k określane są z wykresów lub obliczane wzo­ rami w zależności od warunków walcowania; n - współczynnik stanu naprężenia, określany w zależności od parametru m = ld/hś ; n - współczynnik wpływu szerokości pasma, określany w funkcji n = f (m = ld/h ; n = b /h ), przy czym współczynniki n i n , odczytujemy z wykresów lub obliczamy wzorami w zależno­ ści od warunków walcowania [26, 56, 60]. D

t

E

u

a

r

b

b

CT

6.7.2.

śr

śr

śr

b

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 F oraz poziome: naciągu Tj i przeciwciągu T , wywołujące odpowiednie momenty (rys. 6.24). p

0

150

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

Rys. 6.24.

Schemat sił: pionowej i poziomych oraz momentów obrotowych (a) wraz z rozkładami śred­ niego nacisku jednostkowego (b) przy walcowaniu na gorąco z naciągami (przypadek, gdy si­ ła naciągu T, jest większa od siły przeciwciągu T ) 0

Poszczególne składowe siły, dające moment obrotowy w stosunku do osi walca robocze­ go, można zdefiniować wzorami: - pionową siłę nacisku metalu na walec roboczy F t

F =p S t

-

ś r

(6.54)

d

siły przenoszone przez walec roboczy F i walec oporowy F : tr

F =F — j - ± tr

t

t0

(6.55)

T

I (D /DJ F =F -F (6.56) - poziomą siłę, wynikającą z różnicy naciągów w paśmie, przypadającą na walec roboczy +

t 0

A

-

T

t

0 P

t r

= ^( o ~ T

T

i) = ^ K o o b

h

-

a

i i i) b

h

(6.57)

ramiona momentów dla siły: •

pionowej, a =0,381

•

poziomej, a =R' +"~ i

F

(6.58)

c

n

T

(6.59)

151

6. Procesy walcowania wzdłużnego

-

moment walcowania z naciągami, przypadający na walec roboczy

M =M^ +MP° , o n

(6.60)

2

w t

t

czyli = 0,38F l + AT^R'+^-h, j

(6.61)

t c

-

moment tarcia w czopach walcarki kwarto w odniesieniu do walca roboczego

M

t l

=i(F

t +

ATK dcz^-

(6-62)

z

^

^Op

gdzie: JLI - współczynnik tarcia w czopach walców, d - średnica czopów walca roboczego. moment statyczny, przypadający na walec roboczy, w czasie ustalonego procesu walco­ wania M M =M +M (6.63) cz

cz

st

s t

w t

t l

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 przeciwciąg w różny sposób oddziałują na parametry energetyczne i jakość walcowanego pasma (wy­ równanie zmiennej grubości wsadu, utrzymywanie płaskości itp.). a)

b)

Rys. 6.25. Wpływ zastosowania naprężenia naciągu aj i naprężenia przeciwciągu a na rozkład nacisku jednostkowego przy walcowaniu: na gorąco (a) i na zimno (b) [30, 56] 0

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

śr

= 1 ) 1 5

^P!^PL

( 6

.

6 4 )

152

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

naprężenie przeciwciągu: Q

0

=

M

b

-

(6.65)

s0

(R + n h ) b h 0

0

o

0

naprężenie naciągu: 1

(6.66)

(Rb+n^^h!

gdzie: R - promień bębna rozwijarki i zwijarki, n - ilość zwojów nawiniętych na bęben rozwijarki lub zwijarki, b

£i - współczynniki przeciwciągu ^

= 0

a

0 / p i naciągu ^ = aj /O^ , a

8 - wskaźnik odkształcenia, obliczany wzorem: 8 = 2\i średni nacisk jednostkowy 8-1 s

Pśr

= ^ f i - k o ^ i ) .

- —

wh

(6.67)

Schematy przebiegu teoretycznych krzywych rozkładu naprężenia normalnego i napręże­ nia tarcia wzdłuż łuku styku według równań: Karmana, Nadaia, Siebela i Celikowa oraz meto­ dy obliczania średniego nacisku jednostkowego według równań wielu autorów przy walcowa­ niu 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 uno­ wocześnienia lub budowy linii technologicznej, w skład której wchodzą nowoczesne urządze­ nia, 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 - walco­ wane, o przekroju poprzecznym: kwadratowym (od 160x160 mm do 650x650 mm) lub okrą­ głym (od § 150 mm do § 580 mm), wlewki wielokątne lub niekiedy tuleje odlewane odśrod­ kowo, o masie od 120 kg do 3500 kg, którego wymiary i zastosowanie uzależnione są od wy­ miarów 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 prasowalcarkach. 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 wal­ cowni 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 nacią­ giem (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);

154

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

-

na zimno, realizowany technologiami: walcowania na trzpieniu w dwuwalcowych wal­ carkach 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.

4

Materiałem wsadowym, mocno uzależnionym od średnicy wytwarzanych rur, są: wą­ skie taśmy, taśmy lub blachy zwijane w kręgach (grubsze w arkuszach), przeważnie gorącowalcowane (lecz o bardzo dobrej jakości powierzchni), a dla rur precyzyjnych - zimnowalco­ wane, o grubości skorelowanej z grubością rur gotowych; wsad ten bezpośrednio po podaniu w linię technologiczną poddawany jest obróbce mechanicznej brzegów (cięcie na żądaną szero­ kość, 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 uzależ­ niony od średnicy produkowanych rur, przy czym stosuje się metody: kształtowania wzdłuż­ nego 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 kształ­ towania 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 (wygina­ jących 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 zgrzewa­ nia 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 ze­ wnętrzną 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, nato­ miast kalibrowanie przez ekspandowanie rur o dużych średnicach przeprowadzone jest w pra­ sach mechanicznych lub hydraulicznych - ekspanderach o nacisku do 15 MN, wykonujących

7. Procesy walcowania skośnego

155

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 pla­ stycznego 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 ela­ styczność na zmiany w asortymencie produkowanych półwyrobów, zarówno w odniesieniu do wsadu (lany z COS lub walcowany) i wytwarzanych grubościennych tulei rurowych (o szero­ kim zakresie wymiarowym, regulowanym jedynie wskutek zmian nastaw walcarki oraz przy wymianie średnicy trzpienia dziurującego) [40]. Technologia skośnego walcowania dziurującego pozwala na odkształcanie ze stosun­ kowo dużym wydłużeniem (k do 4), przy poszerzeniu na średnicy do 40% (przy kalibrowaniu stożkowym) i uzyskaniu stosunku długości wsadu do średnicy trzpienia dziurującego l /d < 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 wysokostopowe. Typowymi półwyrobami dla przemysłu maszynowego, wykonywanymi technologiami kucia, a możliwymi do wyprodukowania w walcarkach skośnych, są wyroby okrągłe o zmien­ nym 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 dwuwalcowego - z górną rolką obrotową lub prowadnicami tarczowymi Dieschera, oraz trójwalcowego. 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 zo­ stanie omówiona w podrozdziale 15.1. Konstrukcje skośnych walcarek dziurujących oparte są o dwa sposoby ułożenia wal­ ców 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, c

w

g

156 -

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

zukosowania walca (3 = 8-^16°, tj. pod kątem nachylenia osi walca w płaszczyźnie piono­ wej 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 - stożko­ wym (y = 7-24°; p = 8-16°)

Rys. 7.2.

Schemat skośnej walcarki dziurującej w Zakładach Mannesmannrohren-Werke AG w Miilheim, Niemcy [40]: 1 - stojak, 2 - pokrywa, 3 i 4 - walce robocze, 5 i 6 - poduszki, 7 i 8 - na­ pęd indywidualny mechanizmu nastawy walców, 9 - fundament, 10 - tuleja rurowa, 11 trzpień dziurujący, 12 i 13 - prowadnice tarczowe Dieschera, 14 i 15 - korpus urządzenia do­ cisku prowadnic tarczowych, 16 i 17 - silniki hydrauliczne napędu prowadnic tarczowych

157

7. Procesy walcowania skośnego

Postęp technologiczny w procesie odkształcania w walcarce skośnej uzyskano także m.in. przez budowę nowoczesnych sztywnych klatek oraz prowadzenie pasma w strefie odkształce­ nia 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 zasto­ sowaną w walcowni ciągłej RK-2 w Mulheim, Niemcy. To rozwiązanie konstrukcyjne (stoso­ wane w projektach do końca lat 90.) wyróżnia się beczkowym kalibrowaniem walców, usytu­ owanych wraz z indywidualnym napędem w płaszczyźnie pionowej oraz prowadnic tarczo­ wych Dieschera wraz z indywidualnym napędem, umieszczonych w płaszczyźnie poziomej. Tendencje rozwojowe procesów produkcji rur, w których przewiduje się zastosowanie walca­ rek 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 kalibrowa­ ne według dwóch typów [42-^44, 61]: kalibrowania klasycznego (beczkowego) typu Stiefla - walec roboczy (rys. 7.3a) ma część cylindryczną o promieniu R i szerokości l oraz dwie części stożkowe o tworzących nachy­ lonych do osi walca pod kątami: cti i a (w strefie dziurującej) oraz a (w strefie rozwalcowującej), stosowanego przy walcowaniu, gdy kąt rozwalcowania y = 0°, w przypadku dziurowania 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 = y, a dodatkową rozbudowaną strefę rozwalcowania (redukowania) stanowi kilka części stożkowych, których tworzące nachylone są do osi walca pod kątami oc , a i ot6, sto­ sowanego w przypadku dziurowania z dużym stopniem przerobu plastycznego, z możliwo­ ścią dużego ograniczenia naprężeń ścinających i skręcenia metalu. wc

c

2

3

3

4

5

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 na­ pędzane prowadnice tarczowe Dieschera, zamykające strefę odkształcenia w kolejnych przekro­ jach (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

158

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

strefy odkształcenia (rys. 7.3c) prowadnice te tworzą wykrój opisywany dwoma promieniami (rj i r ), ograniczającymi płynięcie boczne metalu i wprowadzenie go na walec roboczy, wykonują­ cy gniot poprzeczny na ściance odkształcanej grubościennej tulei rurowej. We wzdłużnym prze­ kroju strefy odkształcenia, metal owalizowany podczas odkształcenia na główce dziurującej, poprzez dobór średnic prowadnic tarczowych w stosunku do średnicy beczki walca roboczego w zakresie D /D = 1,5^-2,5 (max. 3,5), jest prowadzony na odcinku o długości tej strefy l + l . Stopień owalizacji przekroju poprzecznego pasma opisywany jest współczynnikiem owalizacji Ł, = dp/d < 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%. 2

pt

wc

d

r

c

c

Rys. 7.3. Kalibrowanie [43, 44]: walców roboczych: a - klasyczne (beczkowe); b - rozwinięte (stożko­ we) 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

7. Procesy walcowania skośnego

159

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 ze­ wnętrzne) oraz główki dziurującej lub trzpienia rozwalcowującego (wymiary wewnętrzne). Wo­ bec 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 wy­ znaczeniu 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 = l /r (w przedziale 2,0-j-3,5). Pozwala to obliczyć promień zatoczenia sferycznej części główki (dla dowolnego jej kalibrowania łukowego) zależnością sg

K

Rgs=

gs

g

s g rg +( (r gg ~r n ))2 r

:

r

r

Ł f/ " " 2(r -r ) g

(7.1)

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 od­ kształcenia [56], związane są z sytuacjami:

160

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

-

chwytu pełnego kęsa przez walce, zachodzącego od momentu pierwszego jego styku w płaszczyźnie chwytu, poprzez narastający gniot na jego średnicy, aż do dojścia do płasz­ czyzny 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 ruro­ wej 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] chk ^ chg < c < kr

8

8

8

C-)

8

7

2

gdzie: c h k - gniot na średnicy kęsa, zapewniający pokonanie warunków tarcia, odpowiadających warunkom chwytu pierwotnego, ch - gniot na średnicy kęsa-tulei grubościennej, zapewniający pokonanie warunków tarcia, odpowiadających warunkom chwytu wtórnego, 8 - 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 - na­ zywanego 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, odpowia­ dający jego redukcji na średnicy zewnętrznej. Ich analiza dowodzi, że warunki chwytu pier­ wotnego - 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 5 k = 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 mniej­ szych średnicach, jak również wzrostem kąta zukosowania walców, wraz z którym intensyfi­ kuje się płynięcie osiowe metalu, poprzez wzrost współczynnika prędkości osiowej i gniotu przed główką, przy czym w praktyce 8 = 5*9%. 8

8

g

C

ch

chg

161

7. Procesy walcowania skośnego

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 d - odstęp między walcami w płaszczyźnie środkowej walców, przyjmowany jako równy średnicy tulei w tym przekroju. Wielkość gniotu w części cylindrycznej walców w praktyce wynosi 8 = (10*18%) < Sk (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, tworzą­ ce następnie otwór wewnętrzny w tulei rurowej, której powierzchnia wewnętrzna ma mikropęknięcia i pęknięcia, a dalej na główce powstają na niej łuski i zawalcowania. Wielkość gnio­ tu krytycznego przed noskiem główki dziurującej, usytuowanym w płaszczyźnie jej wysunię­ cia, 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 naprę­ żeń: ściskających - w płaszczyźnie pomiędzy walcami, lub rozciągających - po obrocie kęsa o półobrót, głównie na powierzchni zewnętrznej tulei rurowej, w płaszczyźnie pomiędzy pro­ wadnicami - 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 = 10*22%, niskostopowych 8 = 9*20 %, stopowych 8 = 8* 18%, wysokostopowych 8 = 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 pod­ czas jego przejścia przez strefę odkształcenia, zjawisko gniotu krytycznego jest przesunięte w kierunku wyższych gniotów - poza zakres gniotów, stosowanych praktycznie przy walcowaniu dziurującym kęsów stalowych. c

C

r

kr

kr

kr

kr

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. Wy­ stępowanie 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,

162

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

metrii obszaru odkształcenia i kształtu narzędzi roboczych. Wielkości odkształceń zbędnych, lecz nie ich charakter, zależą od fizycznych własności metalu oraz różnic kinematycznych, zachodzą­ cych wskutek zmian kształtu tworzonej strefy odkształcenia. Wynika z tego, że dla danego me­ talu zmiana kształtu narzędzia, w którym prowadzony jest proces odkształcenia, będzie miała wpływ na wielkość odkształcenia postaciowego. W praktyce właściwie zaprojektowane narzę­ dzia odkształcające pozwolą na znaczne zredukowanie wielkości odkształceń zbędnych. Określenie odkształceń podstawowych W procesie dziurowania w walcarce skośnej występują zasadnicze odkształcenia w kie­ runkach wzajemnie prostopadłych, czyli główne odkształcenia logarytmiczne (rys. 7.6): wzdłuż­ ne 81, styczne s i promieniowe e . t

r

a)

b)

c)

Odkształcenie

Podstawowe

- wzdłużne

(2r -g )g t

- styczne - promieniowe Rys. 7.6.

t

s =ln <- < k 2r

t

g

r

8 = - h A r

gt

Zbędne Yi = tg5, t

Yt = tg5 Y =tg¥ r

t

r

Schemat pomiarów: parametrów linii skręcenia na tulei rurowej (a) i wielkości kątów od­ kształceń zbędnych (b) oraz zależności analityczne (c) do obliczania odkształceń w procesie walcowania dziurującego kęsów w walcarce skośnej [41,61]

163

7. Procesy walcowania skośnego

Odkształcenie zastępcze jednorodne, podane w głównych składowych logarytmicznych, wyraża się wzorem

Określenie odkształceń dodatkowych W procesie dziurowania kęsów w walcarce skośnej występują zasadnicze, główne od­ kształcenia logarytmiczne, w kierunkach wzajemnie prostopadłych: wzdłużne Sj, styczne ą i promieniowe e 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) y , wywołanego różnicą parametrów kinematycz­ nych na przekroju i obwodzie walcowanego metalu, odkształcenia promieniowego (skręcającego) y , 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] r

t

r

Odkształcenia dodatkowe mogą być wyrażone przez kąty 8i, 8 i v|/ , definiujące odkształce­ nia zbędne, opisywane wzorami (zgodnie z rys. 7.6). Ocena wpływu kształtu narzędzi roboczych na wielkość odkształceń zbędnych będzie ułatwiona, jeżeli wprowadzimy składowe współczyn­ ników zbędności zdefiniowane przez Blazyńskiego [4,5] jako: wzdłużny = Yi / H t

r

£

-

obwodowy

-

skręcający

<

t t Yt H )

=

(7.6)

//s

<|) =y /e r

r

H

Jako rzeczywistą miarę odkształceń zbędnych przyjęto współczynnik, który zdefiniowa­ no zależnością [4, 5, 41] eT/e (7.7) =

H

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 (wal­ ców, prowadnic tarczowych i główki dziurującej) wywiera wpływ nie tylko na kształt tworzonej strefy odkształcenia, lecz także narzuca warunki dla przepływu materiału wzdłuż linii walcowa­ nia, 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.

164

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

W przedziale, gdzie: l < x < l , wyróżnia się charakterystyczne przekroje poprzeczne o współrzędnych [42*44]: l - 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, l - przekrój odpowiadający długości strefy rozwalcowania. d

r

d

r

Rys. 7.7.

Schemat kolejnych podań metalu w walce w różnych odcinkach (A, B, C i D) strefy odkształ­ cenia 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 po­ przez 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 i a n i a metalu w walceJs , przypadającą na 2n/k obrotu pręta, a określaną dla beczkowego kalibrowania walców roboczych walcarek dziurujących zależnością X

2n

R

wy

(7.8) -tgp k RWY V Tl* Jest to bardzo istotny parametr technologiczny, gdyż bezpośrednio wpływa na procesy od­ kształcenia na przekroju poprzecznym i skręcenia sąsiednich warstw pręta. Strefa odkształcenia jest sumą odcinka dziurowania ld i odcinka rozwalcowania l , przy czym ich długość określa się wzorem t

r

xSx

r

L

o o

=

l

d + l

r

=

r -r cosP k

x

c

——-

tg a !

l

t

- + - l cos p 2 c

V

rc) tga 2

C 0 S

P lj +

cosp

(7.9)

165

7. Procesy walcowania skośnego

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 poprzecz­ nego pasma w płaszczyźnie między prowadnicami tarczowymi. Z drugiej strony składowe pręd­ kości obwodowych walca i pręta zmieniają się w każdym punkcie (rys. 7 . 8 ) , powodując w kon­ sekwencji 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 dziurujących ma postać ~ -r

w

^

o

^

^c

-

r

(7.io)

^

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

(7.11)

Wzajemny stosunek prędkości osiowej i stycznej w każdym przekroju decyduje w głów­ nym stopniu o warunkach kinematycznych, płynięciu metalu i skręceniu pasma w procesie od­ kształcenia. 7 . 8 . Parametry skręcenia warstw metalu Podczas odkształcenia w strefie odkształceń plastycznych 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 podania metalu w walce l (rys. 7 . 7 ) , przypadającego na 2n/k obrotu pręta. Jest to bardzo istotny parametr technologiczny, gdyż bez­ pośrednio 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 od­ kształcenia [34, 35]: kierunek skręcania jest zgodny z kierunkiem obrotu tulei rurowej, gdy v*x-i) > V t x , czyli At > 0, sx

x

166

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

•60

-40

Rys. 7.8. I Przebieg zmian współczynników: wydłużenia X (a), prędkości: osiowej r| (b) i stycznej (c) * oraz wielkości podania metalu w walce l (d) wzdłuż strefy odkształcenia w dwuwalcowej wal­ carce skośnej, przy walcowaniu ze zmiennym kątem zukosowania walca p i wysunięciem główki dziurującej m [34, 35] x

sx

ox

167

7. Procesy walcowania skośnego

-

kierunek skręcania jest przeciwny do kierunku obrotu tulei rurowej, gdy v x-i) < V t x , czyli At < 0, kierunek skręcania nie występuje, gdy v x-i) = V t x , czyli At = 0. W czasie odkształcania mogą wystąpić różne kierunki skręcania w zewnętrznych war­ stwach pręta-tulei rurowej uzależnione od zastosowanych czynników walcowniczych. Najczę­ ściej 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). t(

x

t(

x

7.8.1. Parametry skręcenia w strefie odkształcenia W trakcie przemieszczania się metalu wzdłuż strefy odkształcenia o odcinek równy l w czasie T( _i)^ ) występuje różnica prędkości stycznych Ay^na brzegach tego odcinka, pozwalająca zdefiniować zmianę liniowego skręcenia w x-tym przekroju wzorem ogólnym sx

X

A t

X

(x) =* -l>Kx) ( x

A v

tx

=

( t(x-l)- t(x)) v

V

0(x-1)

(7-12)

v

Po podstawieniu do wzoru (7.18) równań szczegółowych [43, 44] uzyskuje się podstawo­ we równanie do obliczania zmian wielkości skręcenia przy pojedynczym podaniu A t

x =ls(x-l) ctgß

'Ht(x-l) f

T1tx wx R

(7.13)

-1

'HO(x-l) ^ o ( x - l ) w ( x - l ) K

J

które po zsumowaniu krok po kroku opisują kształt tworzonej linii skręcenia (rys. 7.9a), tworzo­ nej w zewnętrznych warstwach odkształcanego metalu. Zmiany parametrów kątowych ją opisu­ jących zobrazowano na rys. 7.9b. Z zależności (7.13) wynika, że o kierunku skręcania decyduje zmiana iloczynu rj R w są­ siednich przekrojach, leżących na brzegach odcinka, odpowiadającego wielkości l . 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 walcowa­ niu gotowej tulei (rys. 7.10c). t

w

sx

7.8.2. Parametry skręcenia na tułei rurowej J Przy kształtowaniu gotowej tulei rurowej podczas każdego jej obrotu w czasie T zostaje odwalcowany odcinek tulei rurowej o długości Ax = l - XG = const, w którym występuje różni­ ca prędkości stycznych Av^, w płaszczyznach chwytu i wyjścia, powodująca przyrost liniowego skręcenia, określanego wzorem ogólnym u x

t

r

(7.14) owy

168

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

Zmiana liniowego skręcenia w ustalonym procesie uzależniona jest także od długości odwalcowanej tulei, czyli

Rys. 7.9.

Schemat linii skręcenia w warstwach zewnętrznych metalu (a) i przebieg parametrów skręcenia na długości (b) oraz kierunki zmian liniowego skrę­ cenia At w strefach: c - dziurowania i d - rozwalcowania przy walcowaniu tulei rurowych [34, 35] x

Rys, 7.10. Schemat linii skręcenia w warstwach zewnętrznych metalu (a) i przebieg para­ metrów skręcenia na długości (b) i prze­ kroju 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 ] R > 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 skrę­ cenia, odnoszącymi się do przekroju poprzecznego i podłużnego. Ze względu na to, iż w procesie t0

W0

169

7. Procesy walcowania skośnego

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

1

Argument narzucający poziom skręcenia, mm

Wzór analityczny do obliczenia parametrów skręcenia: w strefie odkształcenia l

s

= f r

x

x K

^ ^ t A

wx

c

na tulei rurowej g

P

&x s(x-l) $ =1

2

Ax = l -XG t

r

\tx

r

ct

At

Przyrost liniowego kręcenia, mm

^ c t g P

*lo

k

Mto^wo

Całkowite liniowe skręcenie, mm

4

Kąt skręcenia po­ przecznego, rad.

Kąt skręcenia wzdłuż­ 5 nego, rad.

j

^ ^ w y

Ax =r K t

3

|

N

t =Z x At

x

tux

i=l

=

n S ux i=l A t

t

a)tu

Ax

t

~ t t^cotu r

x

*x

r

r

x

At

x

¥l(x-l) =arctg 1

s(x-l)

Współczynnik kąta 6 skręcenia poprzeczne­ go, rad./mm

Vlu(x-1)

t

=

a r c t

*ux

S

—

*u(x-l)

^ arctgfrtK^)

*\t ctgp (xxM t oR^ w o ^M.t wy R

| ,

Rozkład parametrów skręcenia w zewnętrznych warstwach tulei rurowych, odwalcowanych 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 pod­ rozdziale 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 wykorzy­ staniem tej technologii realizowany jest w kilku etapach:

170 -

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

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; 4.5

a)

.

....

a) . 3.5

At c x = f(xt)

C

E -

• '

1

'

At c x = f(x,)

3?

D ( J 3 D U ! ] I ] Q - D D L J 3 3 C

2.5

C

2

.oooooooooooooooooooooooo 1-5 200

-

J

0

°

^ C

0 .

U

-

_

_0

250 xt, mm

250

300 xt, mm

250

300 xt, mm

Oznaczenia: m = 15 mm i 1 m = 25 mm a—a m = 35 mm m = 45 mm G—©

c)

200

250 300 xt, mm

250 xt, mm

d)

d) -o 0.4 j

0.4<

0.35 0.3

V'icx = f(*t)

Vlcx = f (*t)

^ 0.3 !

0.2

0.2

0.15 200

250 xt, mm

I Rys. 7.11. Rozkłady parametrów skręcenia zewnętrznych warstw metalu na długości tulei rurowej x : i,.... - - " * " jednostkowego skręcenia liniowego At (a) i całkowitego skręcenia liniowego t (b) oraz ką­ tów skręcenia: poprzecznego C0tx (c) i podłużnego \|/ (d), określone przy walcowaniu dziurującym w dwuwalcowej walcarce skośnej podczas odkształcania ze zmiennym kątem zukosowania walca p i wysunięciem główki dziurującej m [34, 35] t

x

x

łx

7. Procesy walcowania skośnego

171

walcowania w warunkach ustalonych, tj. gdy proces redukowania wymiarów poprzecz­ nych grubościennej tulei rurowej zachodzi w prawie stałych warunkach odkształceniowokinematycznych w strefie odkształcenia, a ich niewielkie wahania wynikają z np. różnic w nagrzaniu poszczególnych stref kęsa w piecu grzewczym (widać to na zmianach sił naci­ sku) 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 wy­ chodzić 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 K = F/a , momentów obrotowych K = M /a , 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 F lub lewy jest ok. 2,5-krotnie większa niż na główkę dziurującą F , a ponad 3-krotnie większa niż na prowadnicę tarczową F ; 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 jest od 4,5- do 2,5-krotnie większy niż na pro­ wadnicy tarczowej M , przy czym oba są silnie uzależnione od wielu czynników walcowni­ czych, ogólnie narzucających stopień przerobu plastycznego przy walcowaniu dziurującym w walcarce skośnej. F

p

M

0

p

p

g

t

w

t

172

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

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. Kucie swobodne stosuje a) się przy niedużych seriach lub przy wykonywaniu odkuwek ciężkich. Metodą tą można wy­ konywać odkuwki o dowolnej masie. Małe odkuwki wykonuje się z wsadu uprzednio walcowa­ nego, duże z wlewków. Maksy­ malna masa wlewków na od­ kuwki kute swobodnie wynosi 500 Mg. Rys. 8.1. Schemat kucia [116] a - swobodnego, W szczególności kucie b - półswobodnego swobodne stosuje się w następu­ jących przypadkach: 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. Odkuwki o masie do kilkunastu kg kuje się ręcznie lub na młotach sprężarkowych o ma­ sie 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 swo­ bodnie kute ciężkie wykonuje się na prasach hydraulicznych o nacisku od 6 do 200 MN. Śred­ nia 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 (pozio­ me i pionowe) oraz elektrospęczarki. Młoty do kucia swobodnego (rys. 8.2), których charakterystyczną cechą jest brak sztyw­ nego połączenia szaboty 1 ze stojakami 2. Dlatego cięższe młoty mają nawet oddzielne funda­ menty dla stojaków i szaboty. Energia uderzenia młota wywołuje drgania, które przenoszą się przez szabotę na podłoże, przemieszczając się w nim na duże odległości. Fundamenty mło­ tów powinny więc być masywne, aby pochło­ nąć większą część energii tych drgań i je wy­ tłumić. Istnieje wiele odmian młotów do kucia swobodnego: parowo-powietrzne jednostojakowe, dwustojakowe, mostowe (bramowe) i sprężarkowe. Ze względu na łatwość wytwa­ rzania dużych energii młoty są najtańszymi maszynami do kształtowania materiału na gorąco. Na młotach można wykonywać od­ kuwki o różnych wymiarach i kształtach. Cha­ rakterystyczną 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 fun­ damentów. Prasy hydrauliczne charakteryzują się stosunkowo wolnym przesuwem narzędzi Rys. 8.2. Młot parowo-powietrzny dwu stoja­ roboczych i dużą przestrzenią roboczą. Sche­ kowy do kucia swobodnego [129]: mat typowej prasy hydraulicznej przedstawio­ 1 - szabota, 2 - stojaki, 3 - cylinder, no na rysunku 8.3. Prasa ma następujące za­ 4 - bijak, 5 - dźwignie, 6 - kowadło sadnicze elementy: nurnik główny 1 pracujący górne, 7 - kowadło dolne 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

174

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

obsada matrycy) jest przymocowane do nieruchomej podstawy, kowadło zaś górne 9 - do ruchomej poprzeczki 5. Poprzeczka ruchoma łącznie z nurnikami może wykonywać ruch po­ suwisto-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 dzie­ lą 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 czę­ sto przy pomocy szyn podwieszonych i przenośni­ ków taśmowych. Kuźnie zmechanizowane są wypo­ sażone w automaty i półautomaty - roboty kuźnicze. Transport kolejowy jest stosowany do dużych wlew­ ków i odkuwek między oddziałami kuźni. 8.3. Narzędzia do kucia swobodnego Proces technologiczny kucia swobodnego po­ lega na wzajemnym łączeniu dowolnej liczby i w dowolnej kolejności podstawowych operacji kuźni­ czych, do których zalicza się: spęczanie, Rys. 8.3. Schemat prasy hydraulicznej wydłużanie, górnocylindrowej [133]: 1 przebijanie, nurnik główny, 2 - cylinder główny, 3 - nurnik powrotny, gięcie, 4 - cylinder powrotny, 5 przecinanie, poprzeczka, 6 - kolumna pra­ skręcanie, sy, 7 - podstawa, 8 - kowadło zgrzewanie. dolne, 9 - kowadło górne, 10 - dławnica 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]. 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 specjal­ nymi materiałami podwyższającymi ich trwałość.

8. Procesy kucia swobodnego

175

Rys. 8.5. Kowadła stosowane do kucia swobodnego [48]: a - płaskie, b - kombinowane, c - kształto­ we, d - zaokrąglone (wypukłe) Odsadzki służą do nadcinania materiału w celu wykonania przejścia z grubszego prze­ kroju do cieńszego. Odsadzki mogą być prawe i lewe. W celu przyśpieszenia wydłużania mate­ riału lub wykonania lokalnego wgłębienia używa się odsadzek półokrągłych. Odsadzki wyko­ nuje się z trzonkami stałymi lub wymiennymi, jednostronnymi lub dwustronnymi. Odsadzki dwustronne służą do kształtowania i wygładzania przedmiotów o różnych kształtach przekro­ jów. Obie części połączone są sprężynującym kabłąkiem. Przecinaki (siekiery) służą do przecinania i nadcinania gorących rygli o większych prze­ krojach. Przecinaki mogą być proste lub kształtowe. Mają trzonki stałe lub wymienne.

176

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

Przebijaki maszynowe służą do przebijania otworów o różnych kształtach. Mogą mieć kształt walcowy, klinowy, a dla większych otworów - kształt pierścienia. Podczas wykonywa­ nia 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 ma­ trycowane stosuje się materiały wyjściowe w postaci wlewków, kęsisk, kęsów, prętów i rza­ dziej w postaci ciekłej i proszków metali. Wlewki (rys. 8.6a). Odkuwki o znacznych wymiarach i masie kuje się najczęściej bezpo­ średnio z wlewków odpowiedniej wielkości odlanych w kształcie ostrosłupa ściętego o prze­ kroju sześcio-, ośmio- lub dwunastoboku. A)

Rys. 8.6.

B)

C)

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 prze­ krój poprzeczny zbliżony do kwadratu o boku 42-^140 mm. Pręty walcowane mogą mieć prze­ krój poprzeczny kwadratowy (o boku 6-^120 mm), okrągły (o średnicy 8^200 mm) lub prosto­ kątny (o wymiarach 12 x 5^-150 x 60 mm). Kęsy dostarczane przez huty mają długość handlo­ wą - 2-^9 m, a pręty - 3^9 m.

177

8. Procesy kucia swobodnego

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 matryco­ wane 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 nor­ malizowanym, 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 do przekroju końcowego S (rys. 8.7a), tj. 0

X =^ = S 1

(8.1)

0

Podobnie, jeżeli odkuwkę wykonuje się tylko przez spęczanie, stopień przekucia wyzna­ cza się jako stosunek wysokości materiału wsadowego h do wysokości spęczanej odkuwki h (rys. 8.7b) h Jt = (8.2) 0

0

d

0

! d

Rys. 8.7.

!

/

!

\

'

|

>

!1

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 e»i= -r L

Ł

(-) 8 3

lo

względna zmiana pola przekroju

178

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

WS

c b

-

(8.4)

0

odkształcenie logarytmiczne (8.5)

gdzie symbole z indeksem „0" oznaczają początkowe wymiary, bez indeksu - końcowe wy­ miary 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 znacz­ nie. 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 prze­ kucia 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 pogor­ szeniem się własności w kierunku poprzecznym. Ma to szczególnie wyraźny wpływ na wydłu­ żenie, 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 własno­ ściami 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 sprzyja­ jącymi powstawaniu struktury drobnoziarnistej są: duża wartość stopnia odkształcenia i duża prędkość grzania. Na wielkość ziaren ma również wpływ stan materiału przed odkształceniem

8. Procesy kucia swobodnego

179

plastycznym. Drobna struktura tego materiału sprzyja otrzymaniu małych wymiarów ziaren po rekrystalizacji. Wyjątkowo gruboziarnistą strukturę otrzymuje się w materiale zrekrystalizowanym, któ­ rego odkształcenie było równe gniotowi krytycznemu. Gniot krytyczny zależy od rodzaju ma­ teriału i przeważnie mieści się w przedziale 2^10% (e = 0,02^-0,10). Procesy kucia i praso­ wania należy tak prowadzić, żeby stopień odkształcenia w każdym zabiegu był większy od krytycznego. Jeżeli odkształcenia są mniejsze od gniotu krytycznego, to pomimo grzania mate­ riału do temperatury rekrystalizacji pierwotnej krystalizacja nie nastąpi. W materiale zachodzi natomiast zdrowienie. Ponieważ następuje rozrost tylko w części istniejących już ziaren kosz­ tem sąsiednich, w rezultacie otrzymuje się niepożądaną strukturę gruboziarnistą, która pogar­ sza jakość odkuwek. wh

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 kuź­ niczych, do których zaliczamy: spęczanie, wydłużanie, przebijanie, gięcie, przecinanie, skrę­ canie 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 wyj­ ściowego, żądany stopień przekucia wymaga wstęp­ nego zwiększenia przekroju przed dalszymi operacjami (przeważnie przed wydłuże/ niem), 7 ^ wlewek lub kęs przygotowuje się do prze­ bicia otworu, kuje się odkuwki w kształcie kostek, krąż­ Rys. 8.8. Zmiany poprzecznego przekroju materiału przy spęczaniu ków, pierścieni itd., jest wymagane polepszenie własności me­ chanicznych odkuwki. Materiał o kształcie walcowym otrzymuje w procesie spęczania kształt baryłkowy. Średnią średnicę materiału w dowolnym momencie spęczania wyznacza się z warunku stałej objętości

180

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

d=d .^-

(8.6)

0

gdzie: d , h - średnica i wysokość materiału przed spęczeniem, d, h - średnica i wysokość materiału po spęczeniu. Odkształcenie względne e przy spęczeniu wyznacza się ze wzoru 0

0

wh

"wh^Hr

(8

-

7)

lub G

h

. i ^ l 0 0 ^ ^ 1 0 0 h

o

h

(8.8)

o

Siłę nacisku prasy potrzebną do spęczenia nagrzanego materiału lub wlewka można wy­ znaczyć ze wzoru F= S

(8.9)

P ś r

w którym: S - pole poprzecznego przekroju materiału po spęczeniu, p - średni nacisk wywierany na jednostkę powierzchni odkuwki. Średni nacisk wyznacza się ze wzoru p =wzk
śr

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 = l + ±^ 3h dla spęczanego prostopadłościanu o podstawie kwadratu a x a 0

-

(8.11)

V

;

k =l +£ - £ (8.12) 3 h - dla spęczanego prostopadłościanu o podstawie prostokąta a x b (w założeniu, że a>b) 3b - a LI a l + ±L_2...Ł.f (8.13) ~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 wy­ raża się wzorem [131] k

k

p

=

181

8. Procesy kucia swobodnego

L = wks cjpV

(8.14)

gdzie: 8 - stopień odkształcenia przy jednym uderzeniu, V - objętość spęczanego materiału. Wielkość energii jednego uderzenia L U

(8.15)

h

h

'n

T| - sprawność uderzenia, przyjmowana dla młota r\ = 0,8h-0,9. Mając obliczoną energię uderzenia, można wyznaczyć masę części spadających młota. Ponieważ U = mv

2

(8.16)

stąd 2U m=-

(8.17)

Po podstawieniu U z równania (8.15), otrzyma się 2L m=-

(8.18)

T|V

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 'z/A wymaga dodatkowych operacji; / spęczany materiał powinien być równomiernie na­ grzany w całej swej masie do największej tempera­ tury kucia; wlewek przed spęczeniem należy przekuć na okrą­ gło; 7 p 7777777777177777777. stopnie odkształcenia podczas każdego uderzenia młota lub nacisku wywieranego przez suwak prasy powstałe Rys. 8.9. Wyboczenie należy tak dobierać, żeby przekraczały wartości podczas spęczania próbki gniotów krytycznych; przy h /do > 3 na powierzchni wsadu są niedopuszczalne wady 0

182

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

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 od­ bywa się za pomocą płaskich kowadeł lub specjalnych płyt (rys. 8.5a) stosowanych do spęczania 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 po­ wierzchni bocznej i charakter odkształcenia wewnątrz materiału zależy również od współczyn­ nika tarcia i stosunku h /d . Przy spęczaniu w płaskich kowadłach (o współczynniku p = 0) elementów walcowych o stosunku h /d > 2 (rys. 8.10a) na początku spęczania u podstaw od­ kuwki 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 (h /do < 2), materiał przybiera kształt baryłkowy (rys. 8.10c). 0

0

0

0

0

b)

a)

c)

IF

h ,(7,

TA,

¡O',

|(7i

.LA, <5 LA,

TF FT 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 wyni­ kiem 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.

183

8. Procesy kucia swobodnego

Nierównomierność odkształcania się metalu podczas spęczania pogarsza znacznie jakość wyrobu. Przy spęczaniu na zimno me­ tal umacnia się nierównomiernie, a przy spę­ czaniu na gorąco zrekrystalizowane ziarna mają w różnych miejscach odkuwki różną wielkość. Nierównomierność odkształcenia wpływa także na obniżenie wskaźników pla­ styczności i ograniczenie stopnia spęczania dla wielu metali. Dlatego duże znaczenie w praktyce mają środki zmierzające do zmniej­ szenia nierównomierności odkształcenia za­ równo podczas spęczania, jak też podczas pozostałych operacji kuźniczych. Do takich Rys. 8.11. Obszary nierównomiernych od­ czynników wpływających na obniżenie nie­ kształceń w speczanej odkuwce wal­ jednorodności odkształcenia zaliczamy: dużą cowej [127] 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, kosz­ tem 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 ko­ wadłem 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 mate­ riał zostaje przesunięty na kowadle i ponownie następuje gniot. Materiał w miejscu uderzonym zmniejsza swoją wysokość o wartość Ah = h - h, poszerza się o Ab = b - b i wydłuża o Al = 1 0

0

(8.19) stopień przekucia (współczynnik wydłużenia) Sn 1

184

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

całkowity stopień przekucia jest równy iloczynowi stopnia przekucia poszczególnych gniotów S

^ k ~~"

0

_

0

S

S

l

S

k-1

(8.21)

S Si s s gdzie: S - pole powierzchni przekroju poprzecznego materiału po wydłużaniu, poszerzenie względne b-b o 1 •l; P = E' = k

2

k

k

b

b=b

^(l-Swh)

0

(8.22)

1 0

Mj-Swh)

współczynnik kształtu 6 =

J i =

h

b

h

1

»

^(ł-

0

8 w h

)

(8.23)

2

b)

a)

BO

Rys. 8.12. Wydłużanie [133]: a - schemat operacji, b - zmiana poprzecznego przekroju podczas wydłu­ żania Rozkład naprężeń i odkształceń występujących w równomiernie nagrzanym metalu podczas wydłużania zależy głównie od następujących czynników: wielkości stosunku (posuwu względnego) h

0

(8.24)

do

gdzie: ho - wysokość początkowa wydłużanego materiału, d - średnica początkowa wydłużanego materiału, l - posuw (bezwzględny), czyli przesunięcie wzdłużne materiału po kowadle dolnym przed każdym uderzeniem kowadła górnego, najczęściej l = s, gdzie s jest szerokością stosowanego kowadła (rys. 8.13), kształtu kowadła, kształtu wydłużonego materiału. 0

p

p

185

8. Procesy kucia swobodnego

b)

a)

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 względne­ go. Część odkuwki, która uległa w danej chwili odkształceniu została na rysunku zakreskowana. Jej kształt zależy od stosunku l /h . Jeżeli lp/h < 0,5 (rys. 8.13a), to będzie ona wklęsła, analogicznie jak podczas spęczania materiałów wysokich. Natomiast przy lp/h > 0,6, będzie miała kształt baryłkowaty (rys. 8.13b). W wyniku wza­ jemnego oddziaływania stref odkształconych i nieodkształconych powstają na wklęsłej części konturu wzdłużne naprężenia rozciągające, a na wypukłej części konturu - naprężenia ściska­ jące. Przy małym stosunku lp/h naprężenia rozciągające są znacznie większe niż przy l /h dużym. Poza tym przy małym l /h naprężenia rozciągające powstają w środku wlewka, tj. w strefie mało plastycznej, a przy dużym stosunku l /h - występują w warstwach zewnętrznych, mających wysoką plastyczność. Teoretycznie i doświadczalnie stwierdzono, że przy wydłużaniu między kowadłami pła­ skimi materiałów o przekroju kwadratowym najlepsze wyniki uzyskuje się, gdy stosunek l /h = 0,4-r0,6. Gdy lp/h < 0,4, występuje niedosta­ teczne przekucie rdzenia w stosunku do pozostałe­ go przekroju. Boczne ściany takiej odkuwki są wklęsłe. Gdy l /h > 0,6, materiał zostaje przekuty w całym przekroju, a boczne ścianki odkuwki otrzymują kształt baryłkowaty. Przy wydłużaniu między kowadłami płaskimi materiałów o przekro­ ju 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). " > " " p

0

0

0

0

p

p

0

p

0

0

p

0

0

p

0

c

o k r ą g ł e

d

pół

186

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

W wyniku wzajemnego oddziaływania stref odkształconych i nieodkształconych powsta­ ją 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, struk­ tura krystaliczna wsadu ulega rozdrobnieniu i uzyskuje kierunkowość. W wyrobie przekutym ziarna układają się we włókna, przebiegające w kierunku największego wydłużenia, co powo­ duje 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 twar­ dych 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 końco­ wi, 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) 10

3

6X10\14V18X 13 1 7

\ X

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 powstaj 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 śred­ nicy pręta okrągłego. Następnie przekuwamy pręt na ośmiokąt, po czym w kształtowych ko­ wadłach 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 pro­ mienie 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.

187

8. Procesy kucia swobodnego

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 prze­ kroju materiału, otrzymujemy rdzeń drobnoziarnisty, pręt zaś ma zakończenie wypukłe. Przy zbyt niskich temperaturach kucia lub słabych uderzeniach zostaje przekuta tylko powierzch­ niowa warstwa materiału, w wyniku czego otrzymujemy materiał z nie przekutym rdzeniem o zakończeniu wklęsłym. Podczas kucia mniej plastycznych gatunków stali nie należy dopuszczać do wielokrotne­ go uderzania materiału w tym samym miejscu - zwłaszcza przy pracach na młotach o małej energii uderzenia - gdyż bardzo często powstają wady powierzchniowe wynikające z lokalne­ go 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 e . W oparciu o te wielkości oblicza się wydłużenie A,, korzystając z wzoru wh

^

=

1

7 T T 1

(

8

'

2

5

)

Współczynnik f zależy od stosunku posuwu (bezwzględnego) l do szerokości materiału przed zadaniem gniotu b _i. Współczynnik f wyznacza się z tabeli 8.1. n

p

n

n

Tabela 8.1. Wartość współczynnika f przy wydłużaniu n

II lp/b II

n

f

0,4 0,19

0,5 0,20

0,6 0,21

0,7 0,22

0,8 0,23

0,9 0,27

1,0 0,32

1,1 0,37

1,2 0,4

1,3 0,43

1,4 0,5

1,5 0,56

1,6 0,63

7 7 ]

0,7

I

Mając dane s i X wyznacza się przekrój S S = — i długość 1 = X -1 odkuwki po gnioX wh

0

s

1 S '

Rys. 8.16.

1

Zmiany wymiarów wsadu podczas wydłużania

cie oraz jej średnią szerokość bj = —, gdzie h h - wysokość po gniocie h =h (l-£ ) (8.26) Stąd liczba nacisków prasy lub uderzeń młota n dla jednego przejścia 0

^n-l

n =—

gdzie: l -i - długość pręta przed przejściem, lp - posuw bezwzględny. Nacisk prasy do wydłużania wyznacza się ze wzoru F - zkSa„

w h

(8.27)

n

(8.28)

188

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

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 k=l+^ (8.29) 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

11

a

!p

1,1 + p 180 d

dlpSinyap

(8.30)

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 Rys. 8.17. Wydłużanie pręta w kowa­ się w odkuwkach otwory lub wgłębienia, nazywa się dłach okrągłych 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 wgłę­ bienia 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-

8. Procesy kucia swobodnego

189

raźnie przez przebijak wgłębiający ustawia się przebijak wycinający, służący do wycięcia den­ ka 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: duże zniekształcenie odkuwki, a) b) c) niska jakość odkuwki (przy przebija­ niu pełnym przebijakiem materiał wlewka z wadami rozsuwa się na boki), 3 1 1 konieczność stosowania dużych naci­ sków. Dziuro wanie drążonym przebija­ kiem (rys. 8.19) stosuje się do wykony­ 2/ VI wania w spęczonych wlewkach otworów Rys. 8.18. Dziurowanie odkuwki przebijakiem peł­ o średnicy powyżej 450 mm. Stosując nym [133]: a - początek procesu, b - ko­ przebijak i nadstawki wykonuje się otwór niec procesu, c - wycinanie denka. Ozna­ czenia: 1 - pierwszy przebijak, 2 - pierw­ we wlewku ustawionym na dolnym ko­ sza nadstawka, 3 - druga nadstawka, 4 wadle na głębokość 2/3 grubości materia­ drugi przebijak łu. Następnie wlewek ustawia się na pier­ ścieniu i przebija otwór na wylot. Wstęp­ ne 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).

Rys. 8.19. Dziurowanie odkuwki przebijakiem drążonym [133]: a - początek procesu, b - zagłębianie przebijaka, c - zagłębianie przebijaka z nadstawką d - wycinanie denka. Oznaczenia: 1 - odkuwka, 2 - przebijak wydrążony, 3 - nadstawki, 4 - pierścień, 5 - odpad wewnętrzny odkuw­ ki

190

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

Przebijanie przebijakiem wydrążonym ma następujące zalety: umożliwia wycięcie rdze­ nia, w którym przeważnie są skupione wady materiałowe, i uzyskanie odkuwek dobrej jakości, nie powoduje dużych zmian w kształcie odkuwki, wymaga mniejszej siły nacisku niż przebija­ nie 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 2+ 1,1 lnV

F=

(8.31)

gdzie: d - średnica przebijaka, d - średnica odkuwki przed dziurowaniem, o - 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 kowa­ dle. 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)a 7rdh (8.32) 0

p

p

gdzie: h - wysokość odkuwki, d, a - oznaczenia, jak we wzorze poprzednim. Odkształcenia powstają­ ce przy przebijaniu przebija­ kiem pełnym należy uwzględ­ niać przy obliczaniu wymia­ rów wyjściowych krążka, który ma być przebity. Zmiany kształtu przebijanego krążka pokazano na rysunku 8.21. Przy znanym stosunku d/do i h/h można określić stosunek h/h i stąd wyznaczyć h na podstawie wykresu, podanego „ ~ . . „ , . . „-, ° 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 - pier­ ścień, 5 - denko p

0

0

0

r

J

r

n

t

n

8. Procesy kucia swobodnego

191

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 do­ puszczalnych odchyłek wymiarowych dla typowych kształtów odkuwek podzielonych według trudności wykonania. W tym celu korzysta się z normy PN-75/H-94101, w której podano war­ tości naddatków i odchyłek wymiarowych odkuwek kutych swobodnie [74]. Naddatki techno­ logiczne i kształt odkuwki mogą mieć wpływ na własności mechaniczne wyrobu po obróbce skrawaniem. Przykładem jest wał korbowy wykonany według rysunku 8.23a lub według ry­ sunku 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 nad­ datków 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-

192

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

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 korbo­ wego 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 technologicz­ nych i niewielkich naddatkach na obróbkę skrawaniem oraz idealnym przebiegu włókien od­ bywa się w specjalnym przyrządzie TR (rys.8.26) opracowanym przez T. Ruta. Przyrząd skła­ da się z głowicy 1, w której przegubowo są ułożyskowane łączniki 3 połączone z górną matry­ cą 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 wykro­ jach. Podczas dalszego ruchu suwaka przeguby pochylają się, powodując ruch matryc w kie­ runku środka przyrządu, po czym wyginak 6 kształtuje wykorbienie.

193

8. Procesy kucia swobodnego

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 - rozkład sił pod koniec suwu roboczego. Oznaczenia: 1 - głowica górna, 2 - matryca górna, 3 - łącz­ niki, 4 - matryca dolna, 5 - płyta prowadząca, 6 - wyginak, 7 - pręt wyjściowy, 8 - odkuwka korby 2

Rysunek 8.27 przedstawia fragment wału korbowego wykonanego w przyrządzie TR.

Rys. 8.27.

Fragment wału korbowego wykonanego w przyrządzie TR

194

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

9. PROCESY KUCIA MATRYCOWEGO 9.1. Charakterystyka procesu Przedmioty metalowe, w zależności od przeznaczenia, masy, wielkości serii można wy­ konywać 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 matry­ cowego, nawet gdy wykończenie będzie wymagać kosztownej obróbki skrawaniem. Kucie matrycowe w porównaniu z kuciem swobodnym daje duże korzyści - przy porów­ nywalnej 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 pocię­ tego 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 pro­ cesy 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 powsta­ waniu 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 ogra­ niczone 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 trójosiowy stan naprężenia o bardzo dużych wartościach naprężeń. Jednostkowy nacisk powodujący odkształcenia plastyczne jest około 15 razy większy od nacisku występującego w kuciu swo­ bodnym. Materiał wyciskany ma bardzo dużą plastyczność.

196

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

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 pro­ wadzenie. 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 zmniej­ sza się w stojakach naprężenia występujące w czasie kucia. Natomiast w płaszczyźnie pozio­ mej stojaki są sztywno połączone z szabotą za pomocą klinów 8. Prowadnice bijaka 5 są nastawialne, dzięki czemu uzyskać można dokładne osiowe prowadzenie bijaka. Rozróżniamy następujące typy młotów matrycowych: parowo-powietrzne jednostronnego działania, parowopowietrzne 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. Pręd­ kość bijaka w momencie zetknięcia się z materiałem jest największa, podobnie jak w młotach. Koło zamachowe może być uruchomione za pomocą mechanizmu cierne­ go, hydraulicznego lub bezpośrednio od silnika elek­ trycznego. Prasy śrubowe są używane do kucia na gorą­ co, gięcia, prasowania i prostowania. Można na nich wykonywać odkuwki typu śrub, nitów, zaworów samo­ chodowych i odkuwki o niewielkich występach i niewy­ sokich 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 wyposażo­ Rys. 9.2. Schemat konstrukcji młota matrycowego [129]: 1 na w napęd cierny; w ostatnich latach napęd ten jako szabotą, 2 - stojak, 3 - pły­ mało wydajny zaczyna być zastępowany napędem hy­ ta, 4 - mechanizm napę­ draulicznym lub elektrycznym. dowy (cylinder), 5 - bijak, Prasy kuźnicze korbowe typu Maxi - są to ma­ 6 - śruba, 7 - sprężyna, 8 klin, 9 - płyta wyrównaw­ szyny używane do dokładnego kucia odkuwek produ­ cza kowanych 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 roz­ wiązany w nowej konstrukcji dzięki zastosowaniu napędu klinowego.

9. Procesy kucia matrycowego

197

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 parowopowietrznym 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 gorą­ co. Duże zastosowanie znajdują w przemyśle zbrojeniowym do wyrobu amunicji oraz w men­ nicach 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 ukła­ dzie 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 pro­ stej 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 pro­ wadnicami i zderzakami, które służą do właściwego ułożenia materiału podczas walcowania. W produkcji wielkoseryjnej i masowej stosuje się wieloklatkowe automaty walcownicze.

198

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

9.3. Matryce - materiały i konstrukcja Narzędzia kuźnicze, a w szczególności matryce stosowane do kucia na młotach, są nara­ żone na działanie wysokiej temperatury i naprężeń zmiennych - dynamicznych. Z tych wzglę­ dów na matryce stosuje się stale o dobrych własnościach mechanicznych, odpowiednio przeku­ te 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 kuźni­ czych i kuźniarkach wykonuje się z narzędziowej stali węglowej. Matryce przeznaczone do kucia na gorąco z dużymi prędkościami wykonuje się ze stali chromowo-molibdenowowanadowych. Poprawne opracowanie procesu technologicznego kucia matrycowego polega na zapro­ jektowaniu i wykonaniu odpowiednich wykrojów tzw. pomocniczych i matrycujących w opar­ ciu o analizę uwzględniającą: kształt odkuwki (osiowo symetryczne zwarte, wydłużone, złożone) i masę odkuwki, kinematykę płynięcia materiału na różnych ma­ szynach kuźniczych (młoty, prasy, kuźniarki, ze­ społy agregatów), własności plastyczne i mechaniczne odkształca­ nego materiału z uwzględnieniem temperatury kucia (na zimno lub na gorąco), konstrukcję wykrojów matryc (otwarte i zamknię­ te - rys. 9.3). Rys. 9.3. Wykrój matrycujący [129]: Z wymienionymi wyżej zagadnieniami wiążą się a - otwarty, b - zamknięty 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 ob­ szarze wykroju najpóźniej zapełniającym się metalem. Do tej grupy procesu kucia matrycowe­ go zalicza się kucie precyzyjne np. stopów tytanu i kucie w niekonwencjonalnych warunkach materiałów nadplastycznych oraz kucie proszków metali.

9. Procesy kucia matrycowego

199

Matryca górna

Matryca dolna y

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 dol­ nej, 6 - klin matrycy górnej, 7 - szabota

Rys. 9.5. Pochylenia ścian wykroju matrycy [129]: a - kąt pochylenia ściany zewnętrznej, P - kąt pochylenia ściany wewnętrznej

Wypływka ma podstawowe znaczenie przy ku­ ciu 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. Mo­ stek hamuje wypływanie wsadu, magazyn służy do pomieszczenia jego nadmiaru. Kształt i wymiary wypływki 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 po­ większonym magazynem (rys. 9.7c) jest stosowana dla odkuwek o złożonych kształtach i tylko na tych czę­ ściach obwodu, gdzie przewiduje się duży wypływ metalu. Pozostałe kształty wypływki stosuje się w przypadkach, gdy należy hamować nadmierny wy­ pływ 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 - wy­ pływka, 3 - płyta tnąca, 4 stempel, 5 - oprawa płyty tnącej, 6 - stół prasy 7 - su­ wak, 8, 9 - klin

200

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej a)

d)

— t,—U

Rys. 9.7.

i,

J

'\_R4.5

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 niesyme­ tryczny, 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 jestfimkcją.powierzchniodkuw­ ki w płaszczyźnie podziału matryc. Przy obliczaniu objętości wsadu uwzględnia się 70% wy­ pełnienie magazynu wypływki. Rowek na wypływkę wykonuje się tylko w wykroju matrycu­ jącym 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 wy­ łącznie przez spęczanie. Jeżeli odkuwka ma jedno- lub dwustronne wgłębienie, to wypełnienie wykroju następuje przez spęczanie i dziurowanie (rys. 9.8b,c). Odkuwki z występami wykonu­ je 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-

201

9. Procesy kucia matrycowego

czy to o tym, że metal odkształca się nierównomiernie. Najbardziej odkształcają się jego warstwy środkowe. W pewnych obszarach odkształcanego materiału mogą powstać naprę­ żenia rozciągające, co przy większych odkształceniach może doprowadzić do pojawienia się pęknięć. Naciski w pierwszym etapie wypełniania wykroju są niewielkie. Etap ten koń­ czy się z chwilą zetknięcia się metalu z boczną ścianką wykroju. a)

Rys. 9.8.

b)

c)

Sposoby wypełniania wykroju wykańczającego [129]: a - spęczanie, b - jednostronne wgłę­ bianie, 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 spowo­ dowany 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 ścian­ kach bocznych wykroju w pobliżu wypływki. Utrudnione wypływanie metalu w obszarze wypływki powoduje wypełnianie naroży wykroju. Jeżeli matryca jest skonstruowana pra­ widłowo 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 po­ winna być dalej przemieszczana. Siła w tym etapie kucia zwiększa się znacznie. 4) W czwartym etapie (rys. 9.9d) wysokość odkuwki zmniejsza się o Ah , co wiąże się z wyci­ skaniem nadmiaru metalu w wypływkę. W tym etapie naciski gwałtownie wzrastają i osią­ gają wartość maksymalną, co stanowi ok. 50% całkowitej energii uderzenia. Bezwzględne odkształcenie odkuwki Ah w tym etapie nie przekracza zwykle 2 mm. Plastycznie od­ kształca się tylko wypływka i część środkowa odkuwki, a pozostała część metalu odkształ­ ca się sprężyście. Proces kucia przebiega najkorzystniej, gdy czwarty etap jest możliwie krótki. W tym przypadku zużycie materiału wyjściowego i energii potrzebnej do ostatecz4

4

202

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

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 zło­ a) żonych odbywa się w sposób analogiczny do omó­ wionego. Jeśli odkuwka posiada otwór, dwa pierwsze etapy kucia ulegają zmianie, ponieważ zamiast spęczania metalu występuje dziurowanie (rys.9.8c) lub dziurowanie i wyciskanie (rys. 9.8f). 9.4.2. Wypełnienie wykroju wykańczającego w matrycach zamkniętych Wypełnienie wykroju wykańczającego (matrycu­ jącego) w matrycach zamkniętych [105] można po­ dzielić na trzy etapy. Dwa pierwsze przebiegają iden­ tycznie 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 zewnętrzny­ mi ścianami wykroju. W etapie tym następuje dalsze przebijanie odkuwki. Metal płynie na boki, napotyka przeszkodę w postaci ścian wykroju i zmienia kieru­ nek płynięcia, wchodząc w cylindryczną przestrzeń między matrycami. W etapie trzecim zachodzi osta­ teczne 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 matry­ cach z wypływką [129]: a spęczanie swobodne, b wypełnianie wykroju matry­ cy, c - tworzenie wypływki, d - uzyskanie wymiaru wy­ sokości odkuwki

203

9. Procesy kucia matrycowego

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 - swo­ bodne 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 trójosiowy stan naprężenia o nierównomiernym wszechstronnym ściskaniu [102]. Jednak wobec nieznacznego oddziaływania ścian bocznych wykroju na odkształcany metal wielkości drugie­ go 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 od­ kształcenia 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 odpa­ da obcinanie wypływki, a tym samym skraca się cykl produkcyjny. Kucie w matrycach zamkniętych ma też pewne wady, do których zalicza się niska trwa­ łość matryc spowodowaną większym obciążeniem jednostkowym, mniejszą uniwersalnością itp. W końcowym etapie kucia bezwypływkowego, po wypełnieniu wykroju metalem, wystę­ pują duże naciski, które powodują sprężyste odkształcenie matrycy i odkuwki. Z chwilą wy­ pełnienia wykroju metalem proces kucia powinno się zakończyć. Nieprzestrzeganie tego wa-

204

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

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 otwar­ tych na młotach. Metodą tą wykonuje się przeważnie odkuwki okrągłe i najprostsze wydłużo­ ne. Kucie w matrycach zamkniętych odkuwek o złożonych kształtach wymaga specjalnie przy­ gotowanych przedkuwek i odbywa się z reguły w kilku operacjach [63, 111]. Kucie w matry­ cach zamkniętych wymaga również większych dokładności cięcia wsadu. W celu zmniejsze­ nia 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 syme­ tryczne typu pierścieni, do złożonych wydłużone rozwidlone z występami. W celu uproszcze­ nia 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 zasto­ sowania 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 po­ mocniczych [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 prze­ mieszczania 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:

9. Procesy kucia matrycowego

205

-

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 wykro­ ju. W celu usunięcia zgorzeliny z wsadu na boku matrycy umieszcza się płaszczyznę do płasz­ czenia. Kucie na młocie złożonych odkuwek osiowo symetrycznych, np. kół zębatych, krzyża­ ków itp., odbywa się w dwóch wykrojach matrycujących (wstępnie matrycującym i wykańcza­ jącym), 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 wydłużają­ cy (wydłużanie), 2 - wykrój rolujący (rolowanie), 3 - wykrój gnący (gięcie), 4 - wykrój wstępnie matrycujący (matrycowanie wstępne), 5 - wykrój matrycujący na gotowo (matry­ cowanie 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-

206

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

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)

Rys. 9.12.

b)

c)

d)

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 technolo­ gicznych, w tym konstrukcji denka. W odkuwkach rozróżnia się trzy rodzaje promieni zaokrą­ gleń: zewnętrzne r wewnętrzne r i w miejscach zmiany przekroju odkuwki r (rys. 9.13). Promienie zaokrągleń mają duży wpływ na proces kucia i trwałość oprzyrządowania. Zewnętrzne promienie zaokrągleń odkuwki od­ powiadają 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 matry­ cowania. Gdy promienie ri są zbyt małe, odkuwki mają przeważnie niewypełnione krawędzie. Wewnętrzne „ „ ~ . . , , , promienie zaokrągleń odkuwki odpowiadają wierz1?

4 Rys. A9.13.

Promienie zaokrągleń odkuwkach [129]

2

3

w

^°

r

J

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 r 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 r (rys. 9.14a) przy kuciu odkuwki koła zębatego powo­ duje, że metal początkowo płynie ze środka wykroju na boki. Następnie napotykając przeszko­ dę w postaci bocznych ścian wykroju płynie do góry (rys. 9.14b, c), a po zetknięciu się z gór­ nym 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 r (rys. 9.14b) metal płynie w jednym kierunku, tj. tylko do góry, wypełniając dobrze wykrój i tworząc odkuwkę bez podłamów. 2

2

2

9. Procesy kucia matrycowego

207

Ponadto ostre lub mało za­ okrąglone krawędzie wykroju powodują przecinanie się włókien a) w odkuwkach i własności wytrzy­ małościowe takich odkuwek są znacznie niższe niż odkuwek wykonanych w wykroju o prawi­ dłowo zaokrąglonych krawę­ dziach. Najmniejsze dopuszczalne wielkości promieni zaokrągleń b) wyznacza się na podstawie warto­ ści podanych w normie PN-86/H94301 [75], w której podane są również pozostałe warunki konstrukcji rysunku odkuwki c) matrycowej, w tym naddatki na obróbkę skrawaniem (rys. 9.15). Obliczanie objętości wsadu odkuwek dokonuje się metodą analityczną lub wykreślną. Metoda d) analityczna wykorzystuje opcje wbudowane w edytory graficzne konstrukcji rysunków. Metoda wykreślną służy do konstruowania e) idealnej przedkuwki odkuwek wydłużonych o złożonych kształ­ tach (rys. 9.16). Idealną przedRys. 9.14. Mechanizm powstawania podłamów [129]: A kuwką nazywa się przedkuwkę małe promienie zaokrągleń, B - duże promienie przedstawiającą bryłę obrotową zaokrągleń. Oznaczenia: a - ułożenie wsadu, b mającą poprzeczne przekroje pierwszy etap styku materiału z boczną ścianą wykroju, c - drugi etap styku materiału z boczną równe sumie odpowiednich prze­ ścianą wykroju, d - trzeci etap styku materiału z krojów odkuwki i wypływki. Na dnem górnego wykroju, e - zamknięcie podłamu podstawie idealnej przedkuwki opracowuje się proces technologiczny - dobiera się rodzaj i liczbę zabiegów, określa się wymiary materiału wyjściowego i projektuje wykroje pomocnicze. 9.6. Dobór wielkości maszyny do kucia matrycowego Wielkość młota do kucia w matrycach otwartych dobiera się w oparciu o energię uderze­ nia [129]

208

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej I

Rys. 9.15. Naddatki na obróbkę skrawaniem: n naddatki normalne, nj - naddatki związane ze skosami matrycowymi

II

Odkuwka III IV

V

Rys. 9.16. Konstrukcja wykresu przekrojów idealnej odkuwki wydłużonej [129]

U =^

(9.1)

gdzie: L - praca odkształcenia plastycznego odkuwki z wypływką w ostatnim uderzeniu, r) - współczynnik sprawności uderzenia młota (r\ = 0,8-^0,9). Pracę L można wyznaczyć ze wzorów [131]: dla odkuwek okrągłych w płaszczyźnie podziału p

p

L

= 18(l-0,005d)j^l,l + | j (o,75 + 0,001d )da

(9.2)

2

po

p

gdzie: d -średnica odkuwki, cm, o - wytrzymałość materiału w danej temperaturze kucia, dla odkuwek wydłużonych p

\2

18(1 - 0,005d

sk

+ - p j (o,75 + 0,00 l d

2 sk

d c

)^\ + 01

s k

p

(9.3)

gdzie: 1 - długość odkuwki, cm, d - zastępcza średnica odkuwki, d = 1, i W s , cm, sk

sk

b = S/l - średnia szerokość odkuwki, cm, S - powierzchnia odkuwki w płaszczyźnie podziału matryc, cm . Masę części spadających wyznacza się ze wzoru śr

2

m = -£n

(9.4)

209

9. Procesy kucia matrycowego

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 występują­ cych 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 wykro­ ju. Szczególnie szkodliwe są ostatnie uderzenia, a zwłaszcza dobijanie odkuwki. Wielkość prasy karbowej dobiera się w oparciu o maksymalną siłę występującą w koń­ cowym etapie kucia (9.5) gdzie: F - siła nacisku prasy, MN, S - powierzchnia odkuwki w płaszczyźnie podziału matryc (bez wypływki), m , a - 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 2

p

(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 = 1,13 Vs - średnia średnica, mm, b = S/l - średnia szerokość odkuwki w płaszczyźnie podziału matryc, mm. śr

śr

210

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

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. Wyci­ skaniem nazywa się również prasowanie wypływowe [58]. Proces wyciskania stosuje się do wykonania odkuwek o różnych kształtach: cylin­ drycznych i stożkowych, gładkich i z wystę­ pami, 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 wyko­ Rys. 10.1. Kształty odkuwek wyciskanych nywanych w kuźniach przemysłu ma­ szynowego 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 odku­ wek ze stali o niskiej plastyczności; przy wyciskaniu nie występują straty metalu w postaci wypływki i nadmiernych naddat­ ków na obróbkę skrawaniem, tylko przy niedokładnie odmierzonym wsadzie nadmiar me­ talu powiększa objętość wyciskanej odkuwki, powodując nieznaczne straty metalu; przez wyciskanie, oprócz oszczędności metalu zwiększa się dokładność wykonania odku­ wek, zmniejsza naddatki na obróbkę skrawaniem, zwiększa wydajność i obniża praco­ chłonność 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 jednost­ kowe, 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 - przeciw­ bieżne 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 po­ jemnika 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 proce­ sach metal płynie w kierunku przeciwnym do kierunku ruchu stempla. Przy wyciskaniu prze-

212

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

ciwbieżnym metal nie przemieszcza się względem ścian pojemnika i tym samym nie występują na bocznych płaszczyznach styku siły tarcia. Dlatego siły nacisku przy wyciskaniu przeciw­ bieżnym 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. Wy­ ciskanie 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, v , v - prędkość ruchu stempla i pojemnika, v - prędkość wypływania metalu. Odmianą wyciskania współ­ bieżnego jest wyciskanie hydraulicz­ a) ne 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 współbieżne Rys. 10.4. Schematy wyciskania [129]: na tarcie o ciecz. Ośrodkiem pracują­ wyciskanie hydrostatyczne; b - współbieżne cym (wywierającym nacisk na metal) wyciskanie z tarciem aktywnym. Oznaczenia: 1 niekoniecznie musi być ciecz, mogą - stempel, 2 - pojemnik, 3 - matryca, 4 *- me­ to być metale o niskiej wytrzyma­ tal, 5 - ciecz, 6 - uszczelka łości 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. Wyciska­ nie z ruchomym pojemnikiem nazywa się wyciskaniem z tarciem aktywnym. s

r

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 wsa­ dowym i wyciśnięciu części metalu do otworu matrycy.

213

10. Procesy wyciskania

a)

c)

b)

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 współ­ rzędnych przy wyciskaniu współbieżnym pręta okrągłego Etap drugi wyciskania (główny) rozpoczyna się z chwilą wypłynięcia metalu na ze­ wnątrz 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, na­ niesionej 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 wyj­ ściu 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 przed­ niej 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 maruva, w której metal jest sprężysty i nie odkształca się plastycznie. W ten sposób strefa od-

214

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

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 matry­ cy z dnem płaskim (rys. 10.6a) w porów­ naniu 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 Rys. 10.6. Schemat strefy martwej przy wyciskaniu powstaje tylko przy wyciskaniu w po­ współbieżnym w matrycach z dnem [123]: jemniku z dnem płaskim. Tworzy się ona a - płaskim, b - nachylonym w pobliżu otworu matrycy. 10.4. Parametry stanu odkształcenia przy wyciskaniu 10.4.1. Stopień odkształcenia Do oceny stopnia odkształcenia przy wyciskaniu wykorzystuje się kilka różnych wskaź­ ników: współczynnik (stopień) wydłużenia (10.1) D -d gdzie: S , S^- powierzchnia przekroju materiału przed i po przejściu przez otwór matrycy, względny stopień odkształcenia / W _ 0 5 AS (10.2) S gdzie: AS - zmniejszenie powierzchni poprzecznego przekroju odkuwki przy wyciskaniu, logarytmiczny lub rzeczywisty stopień odkształcenia z

z

0

S

L =

0

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 - = 8 (10.4) wl 1- 'wl

215

10. Procesy wyciskania

Stopień odkształcenia ma duże znaczenie przy wyciskaniu. Zwiększenie stopnia od­ kształcenia 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 pojem­ nikiem, zwiększa się możliwość tworzenia się pęknięć i innych wad w odkuwkach. Przy ma­ łych 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 przypad­ ków 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 £2,01. rz

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. Śred­ nią prędkość odkształcenia przy wyciskaniu można wyznaczyć za pomocą wzoru 6

^-

1 =

(10.5)

gdzie: z i t - stopień i czas odkształcenia. Oznaczając średnią prędkość suwaka prasy przez v otrzymamy h _cD_ x

śr

t =

2 L

v

=

sr

( 1 Q 6 )

^ sr v

gdzie: C - współczynnik, wynoszący dla wyciskania współbieżnego C = 0,8; a dla przeciwbieżnego C = 0,3, D - średnica pojemnika; h - skok suwaka prasy odpowiadający stopniowi odkształcenia 5, który można wyznaczyć ze x

V

x

wzoru h = ——, S V - objętość metalu, która każdorazowo zostaje wyciśnięta przy skoku suwaka prasy na h . Podstawiając do równania (10.5) wartość t z równania (10.6) otrzymuje się Y x

x

ś

s

x

r

= ^ d l

(10.7)

Średnią prędkość metalu wypływającego z otworu matrycy v można wyznaczyć ze wzo­ ru v =v k (10.8) p

p

s r

216

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

Od wartości prędkości odkształcenia zależy proces wyciskania na gorąco. Przy zwiększe­ niu £ zmienia się plastyczność i opór odkształcenia w jedną lub drugą stronę, w zależności śr

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 zwięk­ sza się efekt cieplny, który polepsza własności plastyczne metalu i zmniejsza opór odkształce­ nia. Jednak w stalach, posiadających przedział kruchości blisko temperatury kucia, podwyż­ szenie temperatury może spowodować obniżenie plastyczności metalu i pogorszenie jakości wyrobu. Stal węglową można wyciskać przy średniej prędkości v = 50-^150 mm/s, co odpowiada średniej prędkości odkształcenia ś^ = 3-^10 s" . Mniejszych prędkości od podanych nie należy sr

1

r

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 v = 200-^400 mm/s ( c = 40-^80 s" ). 1

sr

/0.4.3.

śr

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 nierównomierność odkształcenia i znacznie zwiększają siłę wyciskania. Poza tym tarcie zwiększa znacz­ nie zużycie narzędzia. Aby zmniejszyć tarcie, stosuje się smarowanie narzędzia lub wsadu. Przy wyciskaniu nagrzanego metalu smar powinien mieć wystarczającą lepkość w podwyższo­ nej temperaturze i powinien tworzyć cienką, ciągłą warstwę odporną na wysokie ciśnienie panujące w pojemniku. Nie powinien zawierać składników, które ujemnie wpływają na wyci­ skane 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. Śro­ dek 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 stoso­ wane 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.

10. Procesy wyciskania

217

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 wyci­ skania 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 ma­ szynowy 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 nierucho­ mych ścian narzędzia. Jedne z tych sił odkształcają metal, a drugie przeciwnie, utrudniają przemieszczanie się cząstek metalu względem siebie i względem ścian narzędzia. Pod działa­ niem 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 wła­ sności plastyczne [131]. Pod wpływem naprężeń ściskających metal płynie w kierunku naj­ większego 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 poprzecz­ nym. 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 do­ prowadza również do nierównomiernego odkształcenia na przekroju. Wyrównywanie prędko­ ści przemieszczania cząstek metalu w przekroju pręta doprowadza do wytworzenia się dodat­ kowych naprężeń rozciągających w warstwach zewnętrznych i ściskających w warstwach we­ wnętrznych. 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 na­ prężenia w różnych punktach przekroju poprzecznego wyciskanego pręta mogą być różne nie

218

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

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 nade­ rwania 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 przeciw­ bieżnym). W środkowym etapie (etap II) siła nacisku nie zmienia się przy wyciskaniu przeciwbież­ nym (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 bezpo­ średnio ze strefą plastyczną. Wzrost siły nacisku w tym etapie spowodowany jest zwiększa­ niem się siły tarcia na płaszczyźnie czołowej stempla, przyrostem prędkości ślizgania po po­ wierzchni dna pojemnika, płycie tłoczącej i czole matrycy oraz wpływem kształtu strefy mar­ twej. a)

Rys. 10.7. Wykres siły nacisku F w funkcji drogi stempla przy wyciskaniu [129]: 1 współbieżnym, 2 -przeciwbieżnym, w różnych etapach procesu: I - wyciska­ nie wstępne; II - wyciskanie laminarne, III - wyciskanie turbulentne

b)

Rys. 10.8. Schematy do obliczania siły nacisku przy wyciskaniu [131]: a - współbieżnym, b - przeciwbieżnym

Przy wyciskaniu współbieżnym, które odbywa się według schematu przedstawionego na rys. 10.8a siłę wyciskania można obliczyć ze wzorów: wzór teoretyczny

219

10. Procesy wyciskania 4(jh

F = na S n

ln^-+e

d

A 4NH e -1

(10.9)

D

gdzie: n - współczynnik uwzględniający nierównomiemość naprężeń n = 1,5-5-1,8, a - granica plastyczności w temperaturze odkształcenia, p - współczynnik tarcia metalu o powierzchnię narzędzia, So> S - powierzchnia przekroju materiału przed i po przejściu przez matrycę, D, d - średnica przekrojów, h - wysokość materiału wsadowego, hm - wysokość cylindrycznej części matrycy, wzór empiryczny p

k

0

-

(10.10) 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 w MPa, S w m . 2

p

0

Przy prasowaniu przeciwbieżnym, które odbywa się według schematu przedstawionego na rysunku 10.8b siłę wyciskania można obliczyć za pomocą wzoru empirycznego (10.11) gdzie: „śr - średnia wartość naprężenia plastycznego,
gdzie: F - siła wyciskania wyznaczona ze wzorów (10.9), (10.10), (10.11).

220

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

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 matryco­ wania. 2) Odkuwki o złożonych kształtach mające na końcu rozwidlenia lub niesymetryczne zgrubie­ nia i jednostronny trzon o dowolnym kształcie. Trzon tej grupy odkuwek wykonuje się za pomocą wyciskania współbieżnego, a zgrubienie drogą matrycowania w matrycach dzielo­ nych. 3) Odkuwki z otworami przelotowymi i nieprzelotowymi. Odkuwki z reguły posiadają kołnie­ rze. Do grupy tej zaliczamy również odkuwki rozwidlone z otworami przelotowymi. Tuleje odkuwek wykonuje się metodą wyciskania. Kołnierze i rozwidlenia wykonuje się w matry­ cy 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 odku­ wek 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 otwar­ tych na młotach. Wielkość naddatków na obróbkę skrawaniem i odchyłki wymiarowe wyznacza się w za­ leżności od kształtu poszczególnych elementów odkuwki i ich wymiarów z uwzględnieniem przyjętych w procesie kucia operacji (wyciskanie, spęczanie, dziurowanie). Promienie zaokrą­ glenia elementów odkuwek wykonywanych spęczaniem przyjmuje się jak dla odkuwek wyko­ nywanych 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 wyj­ ściowego, 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 wyci­ skanie tulei (rys. 10.9d lub e), zabieg 5 - wyciskanie denka i obcinanie wypływki (w przypad­ ku matrycowania w wykroju otwartym).

221

10. Procesy wyciskania

a)

Rys. 10.9.

b)

c)

d)

e)

Schemat procesu wykonania tulei z kołnierzem [133]: a - wyciskanie przedkuwki, b - matry­ cowanie w wykroju otwartym, c - matrycowanie w wykroju zamkniętym (alternatywa), d przeciwbieżne wyciskanie tulei matrycowanej w wykroju otwartym, e - przeciwbieżne wyci­ skanie 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 gru­ py 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 me­ chanizmu 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 dal­ szym 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

222

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

rającym nacisk na metal) niekoniecznie musi być ciecz, mogą to być też metale o niskiej wy­ trzymałości na ściskanie. Wyciskanie hydrauliczne na gorąco można przeprowadzać na standardowych prasach pionowych i poziomych o napędzie hydraulicznym i mechanicznym. Metodą tą można wyko­ nywać 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 meta­ li, a w szczególności małoplastycznych stopów, konieczny jest wybór optymalnych parame­ trów zapewniających wysoką jakość wyrobów i trwałość oprzyrządowania. Do ważniejszych z nich można zaliczyć: skład i własności ośrodka smarującego, wielkość nacisku, temperaturowo-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 przed­ stawiono na rysunku 10.1 la. Proces ten przebiega podobnie jak współbieżne wyciskanie odkuwek. Przy współbieżnym wyciskaniu rur (rys. 10.1 lb) udział w procesie bierze jeszcze prze­ bijak 8, który kształtuje obrys wewnętrznej rury. Przeciwbieżne wyciskanie prętów i rur przed­ stawiono 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 któ­ rych zależy jakość wyciskanych wyrobów i wydajność procesu. Dla wszystkich metod wyci­ skania wskazane jest stosowanie wlewków o maksymalnej objętości, gdyż tylko w takim przy­ padku uzyskuje się najlepsze wskaźniki techniczno-ekonomiczne. Objętość wlewka określa jego przekrój poprzeczny i długość. Oba te parametry należy tak dobierać, aby jakość wyro­ bów była jak najlepsza.

10. Procesy wyciskania

223

Przekrój wlewka jest ograniczony dopuszczalnym wydłużeniem metalu. Dopuszczalne minimalne wydłużenie metalu podczas wyciskania powinno wynosić: dla wyrobów nie podle­ gających 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

224

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

11. PROCESY CIĄGNIENIA 11.1. Ogólna charakterystyka procesu i wyrobów ciągnionych Ciągnieniem nazywamy sposób przeróbki plastycznej materiału (metalu lub stopu) pole­ gający na przeciągnięciu go przez otwór w specjalnie ukształtowanej matrycy, zwanej ciąga­ dłem (rys. 11.1), pod wpływem przyłożonej z zewnątrz siły F , 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 poprzeczne­ go. Ponadto zmieniają się własności fizyczne materiału, a także wzrasta dokładność wymiarów i gładkość powierzchni. Ciągnienie jest w większości przypadków procesem przeróbki pla­ stycznej na zimno. Wyroby otrzymywane w przemyśle na drodze przeróbki plastycznej poprzez ciągnienie obejmują bardzo szeroki asor­ tyment produkcji. Ogólnie podzielić je można na profile pełne (pręty i druty) oraz profile rurowe. Większość wyrobów ciągnionych w ramach obu grup stanowią profile okrą­ głe, ze względu na ich bardzo szerokie zastosowanie. Trudno byłoby znaleźć gałąź gospodarki czy wręcz dziedzinę Rys. 11.1. Schemat obszaru odkształcenia w procesie życia, w której nie są wykorzystywane ciągnienia pełnych wyrobów okrągłych wyroby ciągnione. Należy tu wymienić przemysł maszynowy, w którym stosowane są one do wytwarzania elementów konstrukcyjnych, np. lin, śrub, nitów, zawleczek, sprężyn, łańcuchów, łożysk tocznych, osi, wałów napędowych itp. Druty znajdują zastosowa­ nie 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. jubilerstwo), 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 gospodar­ stwie domowym, biurze czy szkole. c

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 przykła­ dowych profili wytwarzanych drogą ciągnienia. Należy w tym miejscu stwierdzić, że w po­ równaniu 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 prze­ widzenia charakterem płynięcia materiału. Prawidłowe projektowanie procesów tech­ nologicznych ciągnienia wyrobów kształ­ towych 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: do­ kładność, powtarzalność wyników, podbu­ dowa 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 poprzewysoka gładkość powierzchni (porównycznego wyrobów ciągnionych walna z gładkością po polerowaniu), spra­ wiają, że wyroby ciągnione w pełni zasługują na miano wyrobów precyzyjnych. Skutkiem tego w pewnych zastosowaniach są one po prostu niezastąpione, również ze względu na stosunko­ wo 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 zastosowa­ niu. Zakres wymiarowy wyrobów ciągnionych jest bardzo szeroki, gdyż z jednej strony wy­ twarza 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 mecha­ niczne wyrobów ciągnionych są możliwe do uzyskania pod warunkiem zastosowania odpo­ wiednich narzędzi. Podstawowym narzędziem ciągarskim jest ciągadło. Najczęściej spotykana konstrukcja to ciągadło monolityczne, czyli wspomniana wcześniej matryca z odpowiednio

226

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

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 wydaj­ ność procesu ciągnienia. Należy w tym miejscu zwrócić uwagę na szcze­ góły geometrii ciągadła (rys. 11.3), tzn. na długości poszczególnych ele­ mentów (I, II, III i IV) oraz kąty roz­ warcia stożków (2a, 2/?, 2y). Wymia­ ry 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 ciągnio­ Rys. 11.3. Budowa typowego ciągadła monolitycznego nego profilu oraz rodzaj ciągnionego [59]: 1 - oczko z węglika spiekanego, 2 materiału, wielkość stosowanych oprawa stalowa; I - stożek smarujący (wej­ gniotów, największy dopuszczalny ściowy), II - stożek roboczy (zgniatający), III - część kalibrująca, IV - stożek wyjściowy gniot czy wreszcie odpowiednie roz­ łożenie obciążenia w materiale oczka ciągadła. Najistotniejszym elementem konstrukcyjnym ciągadła jest stożek roboczy (zgniatają­ cy). W stożku tym odbywa się odkształcenie plastyczne ciągnionego metalu ze średnicy po­ czątkowej 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 nastę­ pująco [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°.

227

11. Procesy ciągnienia

Dla danego metalu lub stopu kąt ciągnienia jest również uzależniony od rodzaju ciągnio­ nego 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 indywidu­ alnym przypadku procesu ciągnienia powinno się stosować ciągadła o kącie a jak najbardziej zbliżonym do kąta optymalnego. Pojęcie optymalnego kąta ciągnienia a 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. opt

11.2.1. Klasyfikacja ciągadeł

-

Ciągadła sklasyfikować można stosując następujące kryteria: profil (kształt tworzącej) strefy zgniatającej: stożkowe, łukowe (wypukłe, wklęsłe, sigmoidalne); 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: 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. Nie­ mniej 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 nieżela1.

228

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

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 chromo­ wania; podwyższenie odporności na zużycie ścianek strefy roboczej narzędzia można uzy­ skać 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 robo­ czej 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 (Cr C ). 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 sta­ lowych. Własności fizyczne i mechaniczne węglików spiekanych uzależnione są w dużym stopniu od ich składu chemicznego. W tabeli 11.1 przedstawiono składy chemiczne najczęściej stoso­ wanych węglików spiekanych oraz ich podstawowe własności. Wraz ze wzrostem zawartości kobaltu maleje twardość, wytrzymałość na ściskanie, od­ porność na ścieranie i moduł sprężystości wzdłużnej, natomiast rośnie wytrzymałość na zgina­ nie. Należy podkreślić, że węgliki spiekane odznaczają się bardzo dużą wytrzymałością na ściskanie (R ), większą od wytrzymałości wszelkich znanych metali i stopów. Przykładowo, wytrzymałość na ściskanie hartowanej stali narzędziowej, R = 2500 MPa, której twardość wynosi około 62 HRC, natomiast dla węglika G10 R = 5800 MPa. Własność ta ma istotne znaczenie dla narzędzi ciągarskich, gdyż umożliwia przeróbkę plastyczną metali i stopów o bardzo dużych oporach odkształcenia plastycznego. 2

3

c

c

c

229

11. Procesy ciągnienia

Tabela 11.1. Węgliki spiekane grupy wolframowej (WC-Co) - skład chemiczny i własności [59] Skład chemiczny, % Moduł Twardość Wytrzymałość Wytrzymałość Gęstość sprężystości węglik na zginanie Gatunek min. na ściskanie kobalt g/cm wzdłużnej wolframu Rg, MPa HRA R , MPa (Co) £, MPa (WC) 630 000 5900 1150 94 90 H10 6 14,5-15 620 000 1300 5800 94 89 G10 6 14,4- 4,9 14,4 1400 87,5 G15 91 9 3

c

G30 G40 G50

85 80 75

15 20 25

13,7-14,2 13,3 13

86 84 82

1700 1800 1900

4150 3700 3300

540 000 500 000 470 000

Istotne znaczenie mają również własności cieplne węglików spiekanych, takie jak prze­ wodnictwo 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 od­ działuje na jakość końcowego wyrobu. Im wyższe jest przewodnictwo cieplne, tym większe jest odprowadzanie ciepła przez narzędzie i tym niższa jest jego temperatura. Węgliki stosowa­ ne 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~ 1/°C (w zakresie temperatur 20-300°C) i jest 2-3 razy mniejszy od współczynnika rozszerzalności liniowej stali. Różnice rozszerzalności liniowej wykorzystu­ je 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 rozcią­ ganie. 6

Przy doborze odpowiedniego gatunku węglika do wyrobu ciągadła należy brać pod uwa­ gę 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 kalibrują­ cego 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 cią­ gnienia drutu, prętów i rur, o wymiarze otworu kalibrującego do 40 mm. Przy ciągnieniu meta­ li nieżelaznych dopuszcza się używanie tych gatunków węglików również dla większych wy­ miarów 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 spieka­ nych sądzono, że ciągadła diamentowe zostaną całkowicie wyparte przez węgliki. Powodem tego były wysokie ceny ciągadeł diamentowych oraz bardzo pracochłonna i żmudna obróbka

230

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

otworu roboczego. Jednakże z uwagi na ich wysoką jakość obecnie stosuje się zarówno ciąga­ dła 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 diamen­ towe 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 diamen­ towych 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 ciągarniach drutu. Tabela 11.2. Typy ciągadeł diamentowych stosowanych do ciągnienia drutów na zimno [59,119] Typ ciągadła MM M T TT

Wytrzymałość ciągnionego drutu R , MPa m

do 300 300-500 500-1000 powyżej 1000

Zastosowanie do ciągnienia aluminium, cyna, srebro miedź, brąz miedź, brąz twardy, nikiel stal, chromonikielina

1

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 diamento­ we 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. Nale­ ży 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-

231

11. Procesy ciągnienia

mienione problemy zostały usunięte w momencie pojawienia się polikrystalicznego diamentu syntetycznego. Ciągadła wykonane z tego tworzywa eliminują wszystkie cechy ujemne ciąga­ deł z węglików spiekanych oraz diamentu naturalnego. Kryształy diamentu w ciągadle rozło­ żone 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 śro­ dowisk 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 pro­ dukcję 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 meta­ licznej 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 zgnia­ tającej ciągadła, dzięki czemu ciągadło jest bardziej odporne na pękanie. Pomiędzy częścią roboczą a pierścieniem znajduje się warstwa metalu, która wyrównuje współczynnik przewod­ nictwa 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 bar­ dzo dobrą odpornością na ścieranie. Średnia gęstość rdzenia wynosi 3,8 g/cm . Ciągadła te są trwałe do temperatury 850-900°C. Poza tym są odporne na wstrząsy i charakteryzują się do­ brym odprowadzaniem ciepła ze strefy roboczej. Porównanie własności ciągadeł kompozyto­ wych z innymi materiałami przedstawiono w tabeli 11.3. 3

Tabela 11.3. Własności mechaniczne ciągadeł kompozytowych SYNDITE, ciągadeł z diamentu natural­ nego oraz z węglików spiekanych [120] Własności Moduł Younga, MPa Liczba Poissona Wytrzymałość na rozciąganie, MPa Wytrzymałość na ściskanie, MPa Wytrzymałość na zginanie, MPa Twardość Knoopa, MPa Przewodnictwo cieplne, W/mK

Ciągadło SYNDITE 841000 0,32 1290 7610 1100 50000 560

diament naturalny 969000 0,2 2600 8860 30000-80000 600-2000

węglik spiekany 630000 0,21 1800 4500 —

20000 110

232

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

11.3. Maszyny ciągarskie Maszyny służące do przeróbki plastycznej materiałów przez ciągnienie nazywamy cią­ garkami. 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)

11. Procesy ciągnienia

233

-

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 po­ mocniczych, 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 labo­ ratoryjnej 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 - skrzy­ nia 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 cią­ gadłach. Liczba ciągadeł może dochodzić do 20. Ciągarki te mogą mieć napęd indywidualny poszczególnych bębnów lub wspólny. Mówi się wówczas o ciągarkach z napędem indywidu­ alnym lub grupowym. W zależności od sposobu nawijania drutu na bęben, ciągarki wielostop­ niowe dzieli się na: poślizgowe lub bezpoślizgowe.

234

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

W ciągarkach wielostopniowych pracujących z poślizgiem występuje zjawisko poślizgu pomiędzy materiałem ciągnionym a powierzchnią bębna lub tarczy ciągarki. Prędkość obwo­ dową bębna przyjmuje się nieco większą od prędkości ciągnienia drutu (około 10 %). Jest to konieczne ze względu na trudności utrzymania prawidłowej prędkości, która powinna odpo­ wiadać warunkowi ciągłości przepływu materiału Si v = S v = ... = S v 1

2

2

gdzie: Si, S , S

n

n

- przekrój drutu po ciągnieniu przez kolejne ciągadła 1, 2 , 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 od­ powiadającej 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). 2

Vi, v

2

, v

n

n

Rys. 11.6. Sposoby prowadzenia drutu w ciągarkach bębnowych [22]: a - z górnym oprowadzeniem, b z dolnym oprowadzeniem, c - prostociąg

11. Procesy ciągnienia

235

Ciągarki kumulacyjne z górnym oprowadzeniem drutu stanowią grupę maszyn najstar­ szych 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 po­ zbawione 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 dru­ tu o średnicy powyżej 10 mm. Zmiana kierunku ruchu drutu między bębnami staje się bowiem ze zwiększeniem średnicy oraz własności wytrzymałościowych drutu coraz trudniejsza. Cią­ gnienie 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 mokrociągami. 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 emulsyj­ nym, którego zadaniem jest zapewnienie smarowania i chłodzenia drutu podczas ciągnienia, bez kontaktu z powietrzem. Specjalną grupę ciągarek stanowią wieloczynnościowe agregaty do prostoliniowego cią­ gnienia, 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 ciągarskie. 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 wyni­ kiem tarcia oraz pracy odkształcenia plastycznego. Badania wykazały, że tylko około 10 % ciepła powstaje w wyniku tarcia, natomiast pozostałe 90 % jest wynikiem odkształcenia pla-

236

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

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 powierzch­ niowej 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 wyż­ szą. 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 po­ woduje wystąpienie głębokich rys mechanicznych na ciągnionym wyrobie. Wzrost temperatury wywiera również wpływ na własności mechaniczne gotowego wyrobu (szczególnie przy cią­ gnieniu 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 nierównomiernością 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 po­ wierzchniowe, 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 utrud­ nia uzyskanie małej chropowatości powierzchni gotowego wyrobu. W świetle powyższych rozważań podstawowego znaczenia nabiera problem zminimali­ zowania 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 rozdziela­ jąca trące się powierzchnie powinna mieć taką grubość, aby do minimum zmniejszyć liczbę punktów bezpośredniego styku metalu z ciągadłem. Wytrzymałość błonki smaru na „przerwa­ nie" uzależniona jest od własności smaru oraz warunków procesu ciągnienia determinujących wielkość temperatury oraz nacisków w strefie odkształcenia.

11. Procesy ciągnienia

237

Znaczna różnorodność ciągnionych metali i stopów, jak również zmienne warunki proce­ su 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 my­ dła jako emulgatora. Typowe smary ciągarskie na bazie olejów mineralnych zawierają zwykle pewne ilości dodatków tzw. polarnych i aktywnych, które znacznie poprawiają własności sma­ rów. 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 usunię­ ciu zgorzeliny oraz na wytworzeniu na powierzchni warstwy podsmarowej. Warstwa podsmarowa (podkład podsmarowy) przylegająca ściśle do powierzchni metalu oddziela skutecznie trące się powierzchnie sprawiając, że tarcie zachodzi na granicy podkład podsmarowy - ciąga­ dło, a nie na powierzchni styku metal - ciągadło. Podkładom podsmarowym stawia się nastę­ pujące 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 cią­ gnienia. Siła ciągnienia zależy od wielkości sił tarcia (przy pozostałych parametrach procesu

238

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

stałych), a tym samym pozwala na dokładne porównanie skuteczności smarowania. Im lepszy technologicznie jest smar, tym mniejsza jest siła ciągnienia. Ważnym czynnikiem informują­ cym o jakości smaru jest również charakter zmian siły ciągnienia w czasie, a szczególnie róż­ nica pomiędzy maksymalną i minimalną wartością siły ciągnienia (F - F ) . 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 (F - F ) korzystnie jest niekiedy analizować wartość odchylenia standardowego siły ciągnienia, a więc średnie odchylenie siły od wartości średniej siły ciągnienia F . 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 ciągnie­ nia, 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 kryte­ rium 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 mate­ riału w warunkach przemysłowych. cm a x

c m a x

cm i n

c min

c śr

11.5. Nierównomierność odkształcenia w procesach ciągnienia Podczas ciągnienia pełny pręt okrągły znajdujący się w strefie odkształcenia obciążony jest w ogólnym przypadku siłą ciągnienia F , siłą przeciwciągu F , siłami pochodzącymi od nacisku normalnego p oraz od naprężeń stycznych x (rys. 11.7). Zespół sił obciążających cią­ gniony metal wywołuje w nim określony stan naprężenia, który jest z kolei przyczyną wystą­ pienia pewnego stanu odkształcenia. W osi ciągnionego metalu występuje stan naprężenia i odkształcenia pokazany na rysun­ ku 11.7. Występuje w tym przypadku odkształcenie główne Si mające kierunek działania siły F oraz dwa równe co do wielkości odkształcenia główne s i 8 . Odkształcenie Si jest dodatnie, c

0

c

r

0

239

11. Procesy ciągnienia

tzn. że w tym kierunku występuje przyrost długości elementu liniowego, natomiast odkształce­ nia 8 i 8 są ujemne, czyli w pozostałych dwóch kierunkach głównych następuje skrócenie długości elementu liniowego. Równość odkształceń e i s oraz znak występujących odkształ­ ceń są oczywiste, jeżeli weźmie się pod uwagę symetrię osiową odkształcanego metalu oraz fakt wzrostu długości materiału przy równoczesnym zmniejszeniu jego średnicy. Stożkowy kształt strefy od­ kształcenia oraz tarcie występujące na powierzchni styku metalu z ciągadłem sprawiają, że w war­ stwach leżących poza osią ciągnio­ nego metalu stan odkształcenia różni się od pokazanego na rysun­ ku 11.7. Wpływ tarcia polega na „hamowaniu" płynięcia warstw metalu leżących przy powierzchni styku z narzędziem, podczas gdy warstwy środkowe materiału od­ Rys. 11.7. Schemat działania sił przy ciągnieniu oraz stan kształcają się łatwiej. Skutkiem naprężenia i odkształcenia w osi ciągnionego wy­ tego jest występowanie różnic robu prędkości ruchu pomiędzy myślo­ wo 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 we­ wnątrz, dając charakterystyczne wgłębienie (rys. 11.8). Istotnym skutkiem wystąpienia różnic prędkości ruchu poszczególnych warstw metalu jest powstawanie naprężeń własnych, najczę­ ściej rozciągających w warstwach skrajnych i ściskających w warstwach przyosiowych. Pro­ blem naprężeń własnych jest dość szczegółowo opisany w literaturze [59]. r

0

r

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 cią­ gnionego profilu. Na rysunku 11.9 przedstawiono schemat zmian siatki współrzędnych przy ciągnie­ niu pełnego profilu okrągłego przez stożkowe cią­ gadło 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

e

kierunek

ciągnienia^

Rys. 11.8. Wgłębienie powstałe na końcu ciągnionego pręta jako skutek niejednorodności odkształce­ nia [59]

240

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

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 kie­ runku 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 od­ kształcenia 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, przyjmu­ ją 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.

241

11. Procesy ciągnienia

Linie siatki równoległe do osi ciągadła przed ciągnieniem, po wyjściu z obszaru od­ kształcenia 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 Avitzura [1, 59, 70], dotyczących sferycznego pola prędkości przy ciągnieniu. Przekształcenie kwadratowego elementu siatki w prostokąt, a okręgu w elipsę, spowodo­ wane jest występowaniem jedynie odkształceń głównych. Przekształcenie kwadratu i okręgu w równoległobok i elipsę związane jest ze zmianą kątów, czyli odkształceniom elementów linio­ wych muszą towarzyszyć odkształcenia postaciowe. Każde odkształcenie postaciowe związane jest ze ścinaniem, występującym wewnątrz materiału. Można więc powiedzieć, że odkształce­ niom warstw metalu nie leżących w osi ciągadła towarzyszy wewnętrzne ścinanie, co w efek­ cie 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 więk­ sze, 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 leżą­ cych w warstwach coraz bardziej odległych od osi x - x. Oznacza to, że dodatkowe odkształ­ cenia postaciowe nie występują w osi ciągadła, zaś maksymalną wartość przyjmują na po­ wierzchni 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 (d /d ) = ln (S /S ), a więc jest równa intensywności odkształcenia wystę­ pującej w próbie jednoosiowego rozciągania. Innymi słowy, w osi ciągnionego wyrobu od­ kształcenie jest jednorodne (8i = e ), 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 wy­ odrębnieniem 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 F . Są to powierzchnie sferyczne, przy czym środek każdej z nich pokrywa się ze środkiem geometrycznym ciągadła O. Istota wewnętrznego ścinania polega na występowa­ niu na tych powierzchniach tzw. prędkości nieciągłych. Wektory prędkości materiału przed wejściem do strefy odkształcenia (v ) oraz po wyjściu z niej (v ) na powierzchniach granicz­ nych Tj i T można rozłożyć na składowe normalne i styczne do granicy stref (rys. 11.10). 0

k

0

k

H

2

0

2

k

242

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

Składowe styczne prędkości v i v to właśnie prędkości nieciągłe. Z powyższych względów powierzchnie Ty i T zwane są powierzchniami nieciągłości prędkości. Występowanie prędko­ ści nieciągłych, równoległych do granic stref oznacza, że dwie sąsiadujące ze sobą strefy prze­ suwają się względem siebie po powierzchni granicznej, czyli że mamy do czynienia z pośli­ zgiem. 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 wyno­ szą odpowiednio v • sin 0 - na powierzchni T , oraz v • sin 0 - na powierzchni IV Ponieważ kąt 0 zmienia się w granicach od 0 w osi ciągadła do a na powierzchni styku metalu z ciąga­ dłem, 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. 0

k

2

0

2

k

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 od­ kształceń zbędnych jest przyczyną zbędnego, a więc niezamierzonego i niepotrzebnego od­ kształcenia metalu. Jako miarę odkształceń zbędnych przyjmuje się zwykle tzw. odkształceniowy czynnik zbędności cp, zdefiniowany jako stosunek intensywności odkształcenia całkowitego £ do intensywności odkształcenia jednorodnego e [4, 5, 59, 97]: T

H

243

11. Procesy ciągnienia

Przez odkształcenie jednorodne należy rozumieć takie odkształcenie, w którym nie wy­ stępują dodatkowe odkształcenia postaciowe. W idealnym procesie przeróbki plastycznej, gdzie nie występują odkształcenia zbędne, intensywność odkształcenia całkowitego jest równa intensywności odkształcenia jednorodne­ go, a czynnik zbędności odkształcenia ^przyjmuje wartość równą 1. Dla rzeczywistych proce­ sów przeróbki plastycznej czynnik #?jest zawsze większy od jedności, gdyż s > £H> Stosowane w praktyce miary odkształcenia w procesach ciągnienia nie uwzględniają od­ kształceń 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. Na­ leży 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 - ze­ wnętrznej i wewnętrznej. T

Tabela 11.4. Definicje miar odkształcenia stosowanych w procesach ciągnienia pełnych wyrobów okrą­ głych Nazwa

Oznaczenie

gniot, %

z

współczynnik wydłużenia

X

Definicja z=

Związki pochodne 2" 100 z = 1, oJ

100

S o _ S k

So

d

2

s

X= /

k

odkształcenie rzeczywiste

f A

8j

\

2

A

= ln ° =21n ° l kj k d

d

d

d

gdzie: So> S - pole przekroju poprzecznego materiału przed i po ciągnieniu, d , d - średnica pręta (drutu) przed i po ciągnieniu. k

0

k

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:

244

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

ciągnie się na gotowo rury zarówno o bar­ dzo dużych wymiarach, np. 120 x (10^-12) mm, jak również rurki o średnicy we­ wnętrznej 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 dodat­ kowe wskaźniki odkształcenia: współczyn­ nik wydłużenia względem średnicy (Z ) oraz współczynnik wydłużenia względem ścianki rury (A ). Na rysunku 11.11 podano oznaczenia wykorzystywane przy definio­ waniu obu współczynników. Całkowity współczynnik wydłużenia (A ) jest określony zależnością: d

g

Rys. 11,11, Oznaczenia podstawowych wymiarów rury przed (a) i po (b) ciągnieniu

c

^0

_ ndośrgo _ * kśrgk d

d

0śr

d

kśr

go gi

(11.2)

gdzie: J

0śr

(11.3)

*kśr

L = gCL gk

(11.4)

doz dow średnia średnica początkowa, 2 dkz+d ——średnia średnica końcowa. +

d

0śr

*kśr

-

Operując odkształceniami rzeczywistymi, otrzymamy zależność: l n ^ = lnĄ/ + l n ^ (11.5) Przebieg procesu odkształcenia przy ciągnieniu rur, jakkolwiek do pewnego stopnia ana­ logiczny do przebiegu procesu ciągnienia profili pełnych, wykazuje w stosunku do niego pew­ ne różnice. Podstawową różnicą, wynikającą z braku materiału w osi wyrobu, jest inny charak­ ter płynięcia metalu. W procesie ciągnienia profili pełnych można przyjąć, że w osi ciągnione­ go wyrobu mamy do czynienia z odkształceniem jednorodnym (nie występują odkształcenia zbędne). W procesie ciągnienia rur nie ma takiej możliwości, ponieważ wyrób w części osio­ wej 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

245

11. Procesy ciągnienia

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 wal­ cowane 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 we­ wnętrzne). Każda z wymienionych technologii wykazuje pewną specyfikę. W przypadku ciągnienia na pusto jest to brak narzędzia wewnętrznego, a tym samym występowanie swobodnej po­ wierzchni 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 cią­ gnienia na długim trzpieniu jest przemieszczanie się narzędzia wewnętrznego w sposób ciągły wraz z ciągnioną rurą. a)

Rys. 11.12.

b)

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 - żerdzina, 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 ściskają­ ce a i GQ. Zjawisko niekontrolowanej zmiany grubości ścianki powoduje, iż możliwe są dwa schematy stanu odkształcenia, w zależności od znaku odkształcenia s . Wartość i znak £ uzależnione są m.in. od wzajemnego stosunku naprężenia wzdłużnego 0 \ oraz naprężenia obwor

r

r

246

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

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 uza­ leżniona od tego, czy w danym procesie przeważy efekt działania naprężenia wzdłużnego czy obwodowego. Przy wzajemnym równoważeniu się oddziaływania naprężeń G\ i a grubość ścianki rury nie ulegnie zmianie. 0

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, ta­ kich jak grubościenność rury, redukcja średnicy, warunki smarowania, a także rodzaj materia­ łu. Właściwe jej przewidywanie jest zatem bardzo ważnym elementem w projektowaniu proce­ sów technologicznych i było przedmiotem wielu badań i analiz. Dokładne poznanie rozkładu odkształceń i naprężeń może doprowadzić do opracowania zależności - nomogramów pozwa­ lających na dokładne przewidywanie zmian grubości ścianki. W konsekwencji może to spo­ wodować wzrost zastosowania tej metody ciągnienia jako mniej energochłonnej w ogólnej produkcji rur. Poza tym swobodne ciągnienie rur można realizować z powodzeniem w warun­ kach smarowania hydrodynamicznego. Umożliwia to ciągnienie rur na pusto z materiałów trudnoodkształcalnych, skrócenie cyklu technologicznego oraz zwiększenie żywotności ciąga­ deł. 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 za­ mocowany jest w stałej pozycji za pomocą tzw. żerdziny, którą jednocześnie może być poda­ wany środek smarujący.

247

11. Procesy ciągnienia

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 ka­ librująca Dla wszystkich trzech technologii ciągnienia rur z zastosowaniem narzędzia wewnętrz­ nego 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 wymie­ nionych, 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 moż­ liwość ciągnienia długich rur w szerokim zakresie średnic i grubości ścianki. Istotnym proble­ mem przy ciągnieniu na korku swobodnym jest samorzutne ustawienie się korka w strefie odkształcenia. Położenie korka w stosunku do ciągadła (wycofanie korka - ń) oraz jego prze­ mieszczanie się, w wyniku zmienności warunku równowagi sił w trakcie procesu ciągnienia, były przedmiotem wielu badań doświadczalnych i rozważań teoretycznych. Ważnym zagad­ nieniem jest stabilność procesu ciągnienia rur na korku swobodnym, która uzależniona jest od zakresu, w jakim może mieścić się wielkość wycofania korka (n < n < n ). Im ten zakres jest większy, tym proces jest bardziej stabilny. min

max

Istota metody ciągnienia rur na długim trzpieniu (rys. 11.16) polega na tym, że rurę na­ kłada się na trzpień stalowy, którego średnica jest równa średnicy wewnętrznej rury po cią­ gnieniu, a długość musi być większa od końcowej długości rury. Trzpień powinien być wyko­ nany 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

248

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

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 cylin­ drycznej 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 zasto­ sowanie, ze względu na trudności natury technicznej, związane ze wspomnianą koniecznością wyciągnięcia trzpienia z rury po zakończeniu procesu. Technologię tę stosuje się w przypad­ kach: ciągnienia rur walcowanych w walcarkach pielgrzymowych (rury takie wykazują dużą nierównomierność grubości ścianki),

249

11. Procesy ciągnienia

-

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 X kształtują się na następującym poziomie: ciągnienie swobodne A = 1,4; ciągnienie na korku cylindrycznym X = 1,7; ciągnienie na korku swobodnym X = 1,8; ciągnienie na długim trzpieniu X = 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 ką­ tem zapewnienia odpowiednich własności i jakości wyrobu gotowego w postaci rury ciągnio­ nej. 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 (żerdziny). 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 cią­ gnieniu. max

max

max

max

max

11.7. Naprężenie ciągnienia Odkształcenie plastyczne metalu lub stopu w procesie ciągnienia zachodzi w efekcie przyłożenia z zewnątrz siły F zwanej siłą ciągnienia, skierowanej równolegle do osi ciągnio­ nego 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 i a ). 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 , a jego wartość obliczyć można ze wzoru c

r

e

c

250

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

(11.6) gdzie S 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 cią­ gnienia F . Istnieją różne metody pomiaru parametrów siłowych, np. tensometryczne, hydrau­ liczne czy piezoelektryczne. Doświadczalne wyznaczenie siły ciągnienia, a tym samym rów­ nież naprężenia ciągnienia zgodnie ze wzorem (11.6), nie zawsze jest jednak możliwe. W ta­ kiej sytuacji wybór wzoru analitycznego, ujmującego wpływ podstawowych parametrów pro­ cesu ma bardzo istotne znaczenie. k

c

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 rów­ nań 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 uzyska­ nymi doświadczalnie [1, 59, 70, 99, 119, 131]. W niniejszym opracowaniu zwrócono uwagę jedynie na wzory stosowane do obliczania cr w procesach ciągnienia pełnych wyrobów okrą­ głych. Pominięto, jako bardziej złożony, problem obliczania naprężenia ciągnienia w proce­ sach ciągnienia rur. Odpowiednie wzory są jednak dostępne w literaturze [1, 59, 70, 99]. c

Wzór Sachsa i Hoffmana a

c = pk a

1+A 1 A

gdzie: A =

tga

+ a v

d

o ;

(11.7)

0

v 0y d

;

a - naprężenie uplastyczniające materiału po ciągnieniu, G - naprężenie przeciwciągu. pk

Q

Wzór Gubkina + 0,125jLi-^- + 0,925(1 + ^) /tgamT [ + a

1-

A

^0 J

0

(11.8)

251

11. Procesy ciągnienia

1

gdzie: a=-

a

-1,

a

b = a +1,

cos— cos—tg a 2 2 K = K m + K„i Rrr.n - o +^Rr 6

n

ś r

P

k

£

m

m

k

l u b d o k ł a d n i e j ;

K

ś

r

=

c

S

0

Q •Rr mk '

+" Q "Rmfl mO^c

lv

Kpi - opór plastyczny materiału, odpowiada granicy plastyczności (R ,2 lub Re), R o> R k - wytrzymałość na rozciąganie materiału przed i po ciągnieniu, S i - powierzchnia cylindrycznej części ciągadła, X - współczynnik wydłużenia. 0

m

m

c

Wzór Avitzura dla opisu tarcia czynnikiem tarcia: c .

£ o

=

+

2

f

(

a

)

l

n

2 b .

a

+

p

p

ctga + m c t g a l n — + m —

sin

ct

r

a

k

r

(11.9)

k

dla opisu tarcia współczynnikiem tarcia (wg Coulomba): ^ 2f(a)ln^+A +

. 2

—etga

+2JLI

ctga

Vsm a

(11.10)

ln^ ^ k r +

v

a

P

r

k

r

k

k

r

gdzie:

f (a) = 1 dla a < 45°, a

D p

E L 2

lk - długość części cylindrycznej ciągadła Wzór Pierlina 1 K

cos

2

a +p

a+1

śr

1-

(11.11)

Vo ; s

gdzie: a=(l + jictga )cos p-1 ,tg a = z

z

( d p - d ) tga k

d -d 0

k

+ 21 tga k

p - kąt tarcia (ja = tg p). Wzór Tarnawskiego 2

1+

VH

+ q + (l + ac) lnA, + cD

k

r

k

r

gdzie: D=l,ó(sin a - / t g a + j n / c t g a )>/lnX, 2

N

A

(11.12)

252

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

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 odkształ­ cenia (z), naprężenia uplastyczniającego (a ), kąta ciągnienia (a), współczynnika tarcia (ji), wartości stosowanego przeciwciągu (a ), długości części cylindrycznej ciągadła (l ). Możemy więc zapisać, że: a = f (z, a , a, \I, a , l ). Analiza podanych wzorów prowadzi do wniosku, że naprężenie ciągnienia rośnie wraz ze wzrostem: odkształcenia, własności wytrzymałościowych metalu, współczynnika tarcia i dłu­ gości części kalibrującej ciągadła. Nieco szerszej analizie należy poddać wpływ na a pozosta­ łych dwóch parametrów - kąta ciągnienia oraz przeciwciągu. p

0

c

p

0

k

k

c

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 cią­ gadeł o identycznej średnicy otworu kalibrującego, różniących się jedynie zmieniającym się w szerokim zakresie kątem ciągnienia. Przez tak przygotowane ciągadła ciągnie się pręty wyko­ nane 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 ciągnie­ nia rejestruje się wielkość siły ciągnienia. Wartości O uzyskuje się korzystając ze wzoru (11.6). Eksperymenty tego rodzaju, prowa­ dzone przez różnych badaczy, doprowadziły do uzyskania charakterystyki wpływu kąta ciągnienia na
c

opt

253

11. Procesy ciągnienia

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 we­ wnętrzne 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 cią­ gnienia sprowadza się do określenia minimum funkcji a = f (a). Przykładowo korzystając ze wspomnianych wzorów Avitzura otrzymamy następujące zależności opisujące optymalny kąt ciągnienia [59]: przy opisie tarcia czynnikiem tarcia c

= J1 mml ni n^i o2 r przy opisie tarcia współczynnikiem tarcia <x

o p t

(11.13)

T

k

13V3

.

a opt = c

o

n

, r ^ n

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 , nato­ miast wzrost przeciwciągu przesuwa a w kierunku kątów mniejszych. Niektórzy badacze podają, że wartość a zależy również od rodzaju ciągnionego materiału (im twardszy mate­ riał, tym mniejszy kąt a ) oraz od średniej średnicy ciągnionego wyrobu d = Yz (do + d ) (im większa średnia średnica, tym większy kąt a ). Wzrost naprężenia ciągnienia dla a > a ma miejsce tylko do pewnej krytycznej warto­ ści kąta ciągnienia [1, 59]. Dla a = a pojawia się tzw. strefa martwa. Materiał przylegają­ cy do powierzchni ciągadła staje się nieruchomy, a wewnątrz materiału tworzy się nowa po­ wierzchnia 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: opt

opt

opt

opt

śr

k

opt

opt

kr

K)

a=akr

>k)

(n.15)

a=ai

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 , ustaje płynięcie metalu po powierzchni stożkowej [1]. W takiej sytuacji warstwy powierzchniowe materiału gr

254

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

ulegają skrawaniu, natomiast „rdzeń" przechodzi przez ciągadło nie ulegając żadnemu odkształce­ niu (prędkość wejściowa materiału v jest równa prędkości wyjściowej v ). Na rysunku 11.18 przedstawio­ no przebieg zmian naprężenia cią­ gnienia w funkcji kąta a, z zazna­ czeniem kątów charakterystycz­ nych - optymalnego, krytycznego i granicznego. 0

k

Wpływ przeciwciągu na naprężenie (siłę) ciągnienia Przeciwciągiem nazywamy dodatkową siłę zewnętrzną, nieza­ leżną od siły ciągnienia, skierowa­ ną przeciwnie do kierunku ruchu ciągnionego materiału. Przeciwciąg w istotny sposób zmienia warunki odkształcenia i wpływa na warunki Rys. 11.18. Zmiana naprężenia ciągnienia w funkcji kąta a siłowe i technologiczne procesu - pojęcie kąta krytycznego oraz kąta graniczne­ ciągnienia. W praktyce przemysło­ go [1] wej 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 rów­ nocześnie zmniejszenie nacisku metalu na ciągadło, co w efekcie prowadzi do zmiany warun­ ków 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 (F ) występuje przy dowolnie małej wartości siły przeciwciągu (F ), podczas gdy wzrost siły ciągnienia (a tym samym naprężenia ciągnienia) ma miejsce dopiero przy przekro­ czeniu pewnej ściśle określonej wartości przeciwciągu (rys. 11.19). Taką wartość przeciwcią­ gu, po przekroczeniu której obserwuje się wzrost siły ciągnienia, nazywamy siłą przeciwciągu krytycznego i oznaczamy jako F kr. Zamiast operować wartością siły przeciwciągu F , można posługiwać się wielkością na­ prężenia przeciwciągu a , którego wartość oblicza się z zależności: m

0

0

0

0

G

0

= ^

(11.16)

gdzie S jest polem przekroju poprzecznego materiału przed ciągnieniem. 0

255

11. Procesy ciągnienia

Tak więc naprężenie przeciwciągu kry­ tycznego jest równe G o k r Fokr/SoW procesie ciągnienia bez przeciw­ ciągu lub ze zbyt małą jego wartością przy wejściu metalu do roboczej części ciągadła następuje szybkie zużywanie się ciągadła i powstają tzw. pierścienie gniotowe. Wyja­ śnić to można tym, że przy wejściu metalu do ciągadła występuje pewna niewielka strefa odkształceń sprężystych, w której istnieją stosunkowo duże wartości naprę­ żeń 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 powodują­ ce szybkie zużycie ciągadła. Reasumując, wpływ przeciwciągu na Rys. 11.19. Zmiana siły ciągnienia F i siły nacisku proces ciągnienia ująć można w następują­ metalu na ciągadło F w funkcji prze­ cych punktach: ciwciągu F siła ciągnienia wykazuje wyraźny wzrost dopiero po przekroczeniu wartości siły przeciwciągu krytycznego F kr, stosując więc przeciwciąg mniejszy od krytycz­ nego uzyskuje się zmniejszenie nacisku metalu na ciągadło bez wzrostu siły ciągnienia; wzrost siły ciągnienia przy F > F kr jest zawsze mniejszy od wielkości przyłożonego prze­ ciwciągu; wartość przeciwciągu krytycznego zależy od rodzaju ciągnionego materiału i wielkości stosowanego gniotu; im większy jest stopień odkształcenia, tym wyższa jest wartość prze­ ciwciągu krytycznego; obniżenie nacisku metalu na ciągadło przy a < a kr 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 po­ staci tzw. pierścieni gniotowych). =

c

m

0

0

0

0

0

0

11.8. Własności mechaniczne wyrobów ciągnionych Proces ciągnienia prowadzi się głównie w temperaturze otoczenia, a zatem w temperatu­ rze niższej od temperatury rekrystalizacji większości znanych metali i stopów. W przypadku

256

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

plastycznego odkształcenia zachodzącego w temperaturze niższej od temperatury rekrystaliza­ cji, występuje zjawisko umocnienia. Ogólnie, umocnieniem nazywa się całokształt zmian wła­ sności 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 wzro­ stu gęstości dyslokacji w wyniku działania źródeł Franka-Reada oraz na skutek rozmnażania się dyslokacji przy wielokrotnym poślizgu poprzecznym. W efekcie wzajemnego oddziaływa­ nia 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 sa­ mym zmniejsza się droga swobodna ruchu dyslokacji, dla której granice ziarn stanowią prze­ szkodę. 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 cią­ gnionych 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 sto­ sunkowo niewielkie, natomiast wydłużenie dla gniotów większych (od 20 %) przyjmuje bar-

257

11. Procesy ciągnienia

dzo małe wartości. Dla drutów niepatentowanych i prętów obserwuje się bardzo szybkie obni­ żenie 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 niepatento­ wanych 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 więk­ szym, 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 dru­ tów) 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 - patentowa­ ny

258

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

Przy stałej wielkości odkształcenia wła­ sności mechaniczne wyrobów ciągnionych są uzależnione od wielkości kąta ciągnienia a. Zjawisko to jest ściśle związane z występują­ cą wewnątrz materiału nierównomiernością odkształcenia (podrozdz. 11.5). Wcześniej wykazano, że wzrost kąta ciągnienia prowa­ dzi do wzrostu dodatkowych odkształceń postaciowych, będących wynikiem we­ wnętrznego ścinania. Wzrost kąta a powodu­ je zmniejszenie powierzchni kontaktu mate­ riału z ciągadłem, z czym związany jest wzrost nacisków na powierzchni styku metal - ciągadło oraz pogorszenie warunków sma­ rowania. Wszystko to sprawia, że ciągnienie przy stosowaniu większych kątów prowadzi do wzrostu własności wytrzymałościowych materiału przy równoczesnym pogorszeniu jego własności plastycznych.

1300 (O Q. 1200 2 i 1100 1000

25 20

900 15

800 700

10

600 500 400

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 z, %

Rys. 11.21. Zmiana wytrzymałości na rozciąga­ nie R i wydłużenia względnego A!oo w funkcji gniotu dla prętów ze stali 45 normalizowanych przed cią­ gnieniem [59] m

~Na własności mechaniczne wyrobów ciągnionych wywiera również wpływ przeciwciąg, 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.fPrzykładowo, 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. r

11.8.2. Wpływ obróbki ciepłnej Stosowanie różnych zabiegów obróbki cieplnej przed ciągnieniem ma na celu ukształto­ wanie odpowiedniej struktury metalu, podatnej na odkształcenie plastyczne, a jednocześnie gwarantującej uzyskanie wymaganych własności mechanicznych i eksploatacyjnych po cią­ gnieniu. 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,

259

11. Procesy ciągnienia

-

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 wytrzymało­ ściowymi (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. Prze­ prowadzono na przykład badania zmian własności mechanicznych prętów ciągnionych ze stali 45 i 40H, uzyskanych dla trzech różnych zabiegów obróbki cieplnej: wyżarzania normalizują­ cego, ulepszania cieplnego oraz wysokotemperaturowej obróbki cieplno-plastycznej (WOCP) [59]. Zaobserwowano znaczne różnice we własnościach wytrzymałościowych oraz fakt wzro­ stu wydłużenia A w funkcji gniotu dla przypadku stosowania WOCP. Przykładowo, dla stali 45 zastosowanie WOCP do procesu ciągnienia pozwala na uzyskanie wzrostu R i R o około 100 % oraz wydłużenia (w zakresie gniotów 12,5^22,5 %) o około 55 % w porównaniu z wła­ snościami prętów ciągnionych ze stanu normalizowanego. Podobne zmiany własności otrzy­ muje się dla stali 40H oraz dla innych gatunków stali, dla których możliwe jest stosowanie zabiegów WOCP lub też ulepszania cieplnego przed ciągnieniem. m

m

0r2

11.8.3. Niejednorodność własności wyrobów ciągnionych Nierćwnomierność odkształcenia opisana w podrozdziale 11.5 jest przyczyną, występo­ wania niejednorodnych własności na przekroju poprzecznym ciągnionych wyrobów. Na skutek obecności dodatkowych odkształceń postaciowych (odkształceń zbędnych), osiągających war­ tość maksymalną na powierzchni wyrobu, mamy do czynienia z tzw. dodatkowym umocnie­ niem. Umocnienie wynikające z odkształcenia jednorodnego wystąpi jedynie w osi ciągnione­ go wyrobu. W miarę oddalania się od osi metal wykazywał będzie coraz większe umocnienie, a zatem oczekiwać należy wzrostu własności wytrzymałościowych i zmniejszania się własno­ ści plastycznych. Z cytowanych przez Pierlina wyników badań różnych autorów wynika, że zmiany wła­ sności 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 cen­ tralne wykazują dla.danego gniotu mniejsze przewężenie niż warstwy przypowierzchniowe, mimo że rozkład odkształceń sugeruje zależność odwrotną. Wraz ze wzrostem gniotu przewę­ żenie warstw przypowierzchniowych praktycznie nie zmienia się, natomiast przewężenie warstw centralnych bardzo wyraźnie się zmniejsza. Zjawisko to należy tłumaczyć faktem, że

260

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

warstwy centralne odkształcają się głównie w wyniku działania naprężeń rozciągających, na­ tomiast warstwy przypowierzchniowe - w wyniku działania naprężeń ściskających. Różnice stanu naprężenia w omawianych warstwach są przyczyną występowania różnic własności pla­ stycznych metalu. Nie bez znaczenia są tutaj również występujące w materiale wady, szcze­ gólnie mikro-, a nawet makropęknięcia, które najczęściej pojawiają się w warstwach leżących blisko osi ciągnionego metalu, obniżając znacznie własności plastyczne. O nierównomierności własności wy­ trzymałościowych na przekroju ciągnionych wyrobów można wnioskować na podstawie (O pomiarów twardości, w myśl zasady - więk­ O. szemu umocnieniu odpowiada większa twardość. Hundy i Singer stosowali pomiary 0£ twardości m.in. w procesie ciągnienia dru­ tów miedzianych (rys. 11.23) [97]. Jak wy­ nika z rysunku, twardość wzrasta w kierun­ ku od warstw centralnych do powierzchni wyrobu. Zaobserwowano spadek nierów­ nomierności rozkładu twardości w miarę wzrostu stopnia odkształcenia. Wyniki takie Rys. 11.22. Zmiany przewężenia Z oraz wytrzy­ są zgodne z oczekiwaniami, gdyż większe małości na rozciąganie R w war­ stwach centralnych (linie przerywane) odkształcenia zbędne, które są podstawową i przypowierzchniowych (linie ciągłe) przyczyną niejednorodności odkształcenia, ciągnionych prętów w zależności od występują przy mniejszych gniotach dla gniotu z [59] ustalonego kąta ciągnienia. 120 i * W literaturze często można zetknąć się z pomiarami twardości jako jedną z metod 110 analizy procesów przeróbki plastycznej metali. Wyniki pomiarów twardości od­ 100 • zwierciedlają zachowanie się materiału w procesie odkształcenia. Należy podkreślić, 90 o że własności mechaniczne wyrobów cią­ 80 gnionych wyznaczane w próbie rozciągania, są wartościami średnimi otrzymanymi w 70 wyniku superpozycji własności poszczegól­ nych warstw metalu. Na tym tle pomiary 60 r - ' twardości stwarzają możliwość analizy wła­ sności mechanicznych w skali lokalnej, w 50 0,5 0 0,5 1,0 1,5 1.5 1,0 poszczególnych punktach na przekroju wy­ odległość od środka, mm robu. Analiza taka może być zarówno jako­ Rys. 11.23. Rozkłady twardości na średnicy drutu ściowa, jak i ilościowa, przy zastosowaniu miedzianego, ciągnionego przez cią­ odpowiednich formuł opisujących korelacje gadła o stałym kącie ciągadła 2cc = twardości z innymi własnościami [97]. 30°, dla różnych wartości gniotu [97] m

I

261

12. Procesy tłoczenia

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 nieżelaz­ nych to: blachy i taśmy miedziane, mosiężne, aluminiowe i cynkowe. Rzadziej do procesu tłoczenia stosowane są tworzywa sztuczne W przypadku np. tworzyw termoplastycznych, nie­ zbędne 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, stoso­ wanych 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 (A ) lub odpowiadające mu równomierne przewężenie względne (Z ), - stosunek umownej granicy plastyczności (R02) do wytrzymałości na rozciąganie (R ); w odniesieniu do większości metali im mniejszy jest stosunek (R 2/R ) tym większe jest przewężenie (Z ). Stosunek (R 2/R ) dla blach stalowych głęboko-tłocznych nie powinien być większy niż 0,7, nawet w przypadku, gdy wskaźnik całkowitego wydłużenia (A) mie­ ści się w dopuszczalnym zakresie [66, 70]. Biorąc pod uwagę zdolność do odkształceń plastycznych materiały stosowane do tłocze­ nia klasyfikuje się na grupy: materiały małoplastyczne - bardzo mało umacniające się; Z = 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 = 0,15-^0,20 (stale typu (20) do (30), stale chromowo-niklowe, aluminium o znacznym stopniu umocnienia); materiały plastyczne - średnio umacniające się; Z = 0,20-^0,25 (stale nisko węglowe typu (08), (10), (15), mosiądz, wyżarzone aluminium); r

r

m

0

r

0

m

r

r

r

m

262

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

materiały bardzo plastyczne - silnie umacniające się; Z = 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 wyżarzo­ nej, 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 kon­ troli odkształcenia przez siłę. Niekiedy powierzchniowe linie poślizgów są wynikiem procesów starzenia np. przy długim przechowywaniu blachy po walcowaniu na zimno. Do budowy nad­ wozi samochodowych jest stosowana nie starzejąca się blach stalowa odtleniana aluminium lub tytanem. „Skórka pomarańczowa" występująca na powierzchni blachy, charakteryzuje się po­ rowatą, szorstką powierzchnią. W celu zapobieżenia powstawaniu linii poślizgów i „skórki pomarańczowej" poddaje się cienką blachę stalową (przed wytłaczaniem) wstępnemu walcowaniu na zimno, z małym gnio­ tem (około 2%) [95], nie większym jak (5%) [66]. Jak wynika z doświadczenia, wstępne wal­ cowanie blachy bezpośrednio przed wytłaczaniem nie tylko zapobiega tworzeniu się linii po­ ślizgu, 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 wytła­ czaniu 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 tłoczni­ kach z progami ciągowymi blacha stalowa odznaczająca się dobrą tłocznością powinna mieć następujące własności: rzeczywiste naprężenie rozciągające a = 420^-500 MPa, względne przewężenie równomierne Z = 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 warun­ kach przemysłowych, należy spełnić dodatkowe wymagania, wynikające z prawa pełnego r

m

r

263

12. Procesy tłoczenia

geometrycznego podobieństwa miseczek wytłoczonych w próbie, do wyrobów rzeczywistych. Tylko w takich warunkach współczynniki ciągnienia (wytłaczania) - m = di/D 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 (r /g ), (r /g ). 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 wy­ różnikiem „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). 0

m

0

s

0

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 IE o 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. alumi­ nium. Do wyrobu blach kategorii B i G stosuje się stal nieuspokojoną. Mikrostruktura blach karoseryjnych o zwiększonej odporności na starzenie powinna zawierać ferryt o ziarnach wy2

264

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

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 płyt­ kowego 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 A , (dla g < 2 mm, R n R<)2 1 = 50 mm, min. min. b = 12,5 mm) MPa % 1,5-1,4 0,2 38 >150 280 - 340 >150 280-350 35 32 250-390 250-410 28 250-410 25 do 490 23 50

0

0

USB SSB SB B G T P

mm 0,6 - 2,0

0,5-2,5

IE o (min.) (dla g = 0,8 mm) mm 2

| 1

-

10,40 10,20 10,00 9,50 9,30 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 gru­ bości 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 szero­ kości 1500 mm i długości 3000 mm. 12.1.2. Nowoczesne materiały do tłoczenia Znaczny rozwój przetwórstwa blach, związany z rozwojem motoryzacji, nowych techno­ logii 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,

12. Procesy tłoczenia

-

265

estetyka i funkcjonalność. Głównym celem wprowadzania nowych gatunków materiałów do produkcji blach głęboko-tłocznych, o podwyższonej wytrzymałości z przeznaczeniem dla motoryzacji, jest zmniej­ szenie 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 zmon­ towanych płatów w związku ze zmniejszeniem grubości. Ogólnie stwierdza się, że im większa staje się wytrzyma­ łość tym bardziej zmniejsza się zdolność do kształtowania. Problemami w procesach kształtowania elementów tło­ czonych są: „zmarszczki", ugięcia powierzchni, sprężyno­ wanie, pęknięcia - szczególnie w procesach wywijania obrze­ ża - oraz większa zdolność do „zacierania się" powierzchni 1985 1990 lata 1980 1975 roboczych narzędzi. Do tej Rys. 12.1, Wzrost zastosowania stali o podwyższonej wytrzyma­ pory powszechnie stosowano łości i zmniejszenie masy stosowanych wytłoczek w materiały o średnim poziomie kolejnych latach [37]: A - zużycie stali o podwyższo­ wytrzymałości na rozciąganie, nej wytrzymałości, B - stosunek masy materiału do wynoszącym do 400MPa, a w jego powierzchni najbliższej przyszłości oczeku­ je 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. Obec­ nie właściwości antykorozyjne uzyskuje się w wyniku pokrycia blachy stalowej warstwą cyn­ ku, stopu Fe-Zn lub Fe-P. Lepsze własności antykorozyjne uzyskuje się w wyniku pokrycia wielowarstwowego, ale pogarsza to zdolność materiału do kształtowania. Pojawiają się wów­ czas uszkodzenia pokrywającej warstwy np.: pęknięcia, „proszkowanie", łuszczenie się, zacie­ ranie. 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).

266

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

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 1 1

Nazwa C N S Ti Nb P Mn B N

Parametr Jednostki

ppm

MPa MPa A n R90 R 80

90

%

-

UCLBH 180 Skład chemiczny 20 20 30 80 0 450 1000 0 20 Własności mechaniczne 195 315 44 0.215 2,4 1.85

IF 180

IF 260

25 30 60 200 250 550 1000 8 30

30 30 60 150 350 700 10 000 8 30

200 340 40 0.225 2,4 1.90

280 405 34 0.200 1,9 1.55

1

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 kształto­ wania 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 korzy­ ści, to jednak procentowe wykorzystanie materiału w tego typu wytłoczkach jest stosunkowo niskie, a ponadto opory kształtowania mogą być duże. Wprowadzono nowy system przygoto­ wania 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",

267

12. Procesy tłoczenia

Tabela 12.3. Materiały do tłoczenia i ich charakterystyka [62, 91] Charakterystyka Typ blachy R < 400 MPa; A > 45 %; r > 1.75 Blachy głęboko tłoczne, karoseryjne Blachy tłoczne ze stali o podwyższonej 08JNb - stal mikrostopowa (R ok. 450 MPa) Stale umocnione roztworowo i dyspersyjnie: wytrzymałości 08JVN - stal mikrostopowa (R ok. 500 MPa) 08JNbVN - stal martenzytyczno-ferrytyczna (R ok. 800MPa) Stal ze zwiększonym dodatkiem manganu: 08G3A - stal martenzytyczno-ferrytyczna (R ok. 900 MPa) Blachy z materiałów typu IF i BH Blachy do elektrolitycznego i ogniowego cynkowania; oznaczone jako: szczególne mała zawartość (C) (ULC) już od 20 ppm, do DQ-R = 1.5, n = 0.21, 0.003 - 0.006% max. do 0.08%; DDQ-R = 1.8, n = 0.23, bardzo dobra tłoczność, zdolność pochłaniania energii przy EDDQ - R = 2.2, n = 0.25, dynamicznym odkształceniu, umocnienie przy wypalaniu S-EDDQ - R = 2.7, n = 0.27 lakieru; umocnienie roztworowe i dyspersyjne Przykładowe własności w tabeli 12.2: ULC BH180; IF180; IF220; IF260 Trudności przy kształtowaniu - nietrwałość powłok ochron­ ! Blachy głęboko-tłoczne, pokrywane powłokami metalicznymi, foliami lub nych lub dekoracyjnych lakierami 1 Blachy platerowane, wielowarstwowe, Do specjalnych zastosowań, zarówno o specjalnych wyma­ z przekładkami z tworzyw sztucznych ganiach wytrzymałościowych jak również specjalnych wa­ runkach pracy Blachy perforowane Na specjalne konstrukcje - ażur Blachy łączone - Tailored Blanks Łączone blachy o różnych grubościach i różnych własno­ ściach m

50

śl

m

m

m

m

-

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 gru­ bości powłoki cynku 100, 200, 275, 350, 450 g/m - 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 najbar­ dziej wpłynąć na zmniejszenie masy nadwozia. Z materiałów tego typu, jak dotychczas, wyko­ nywane 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 wyjąt­ kowo niepożądane w procesach tłoczenia [37]. 2

268

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

12.1.3. Nierównomierność (anizotropia) własności błach Typowymi własnościami anizotropowymi są własności mechaniczne (jak twardość, gra­ nica plastyczności, wydłużenie, moduł sprężystości) oraz własności fizyczne (optyczne, ma­ gnetyczne, elektryczne, chemiczne i cieplne) [94]. Kierunkowe własności poszczególnych ziaren nie mają wpływu na anizotropię własności materiałów polikrystalicznych pod warun­ kiem, że ich orientacje krystalograficzne są statystycznie przypadkowe. Sytuacje takie wystę­ pują 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 uprzywilejowa­ nych 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 niejedna­ kowym 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 le­ żących 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 pro­ stopadły do powierzchni blachy). Korzystna jest natomiast duża anizotropia normalna, ponie­ waż tłoczenie odbywa się przy niewielkim, lokalnym pocienieniu blachy i tym samym opóźnia pojawienie się pęknięcia. Można więc powiedzieć, że blacha przeznaczona do głębokiego tło­ czenia powinna mieć dużą ciągliwość, zdolność do umocnienia i anizotropię normalną. Wła­ sności takie uzyskuje się przez wytworzenie odpowiedniej tekstury; np. dla blach karoseryjnych najkorzystniej byłoby wytworzyć teksturę {110}, najczęściej jednak występuje tekstura {111}, również korzystna. Anizotropię własności blach spowodowaną teksturą należy odróżnić od anizotropii wy­ wołanej 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 pla­ stycznych w stosunku do własności wzdłużnych. Należy jednak podkreślić, że aktualnie sto-

269

12. Procesy tłoczenia

sowane materiały w postaci blach, typu BH i IF, na karoserie samochodowe, w których zawar­ tość siarki jest znacznie poniżej 0,01%, powoduje, że problem włóknistości nie występuje. Wynika to z nowoczesnych technologii wytwarzania stali. Kształt krawędzi miseczki wytło­ czonej bez kołnierza (rys. 18.19) pozwala ocenić anizotropię własności blachy. Stopień nizotropii a w % wyznaczamy z próby wytłaczania (miseczkowania) 0.5(h +h ) u

d

gdzie: h , h są średnimi (z wielu pomiarów) wysokościami miseczki dla wypukłości i wklęs­ łości. Im większa jest wartość wskaźnika (a) tym mniej przydatna jest blacha do wytłaczania, z powodu dużych strat wywołanyeh koniecznością obcinania wypukłości. u

d

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 prze­ strzeni 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

Wytłaczanie i przetłaczanie Trudne warun­ ki tłoczenia Wytłaczanie i przetłaczanie

Stal

Wytłaczanie i przetłaczanie małych ele­ mentów

1 i przetłaczanie

Olej wrzecionowy (45%); kwas oleinowy (8%); 2 5 procentowy roztwór ługu sodowego (3%); woda (20%); talk w proszku (5%); siarka w proszku (5%); grafit srebrzysty (14%) Olej rycynowy (30%); kalafonia (47.5%); łój tech­ niczny (20%); grafit srebrzysty (2.5%) Olej wrzecionowy (20%); "Solidol" - smar stały (40%); grafit srebrzysty (20%); siarka (7%); spirytus (1%): woda (12%) Olej wrzecionowy (40%); „Solidol" (40%); talk (11%); siarka (8%); spirytus (1%) Talk (3%); szare mydło (3%); woda (94%) Szare mydło (80%); woda (20%)

Wytłaczanie i przetłaczanie z dociskaczem Wytłaczanie

Nazwa składnika (zawartość w %)

Mydło potasowe (7%); woda (93%) Aluminium, duraluminium Mosiądz, Miedź

Olej rycynowy, techniczny (100%) Olej rzepakowy (100%)

Uwagi Smar o jed­ norodnej konsystencji Smar bardzo gęsty i lepki

270

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

pokrytych tym materiałem lub też smarowanie może odbywać się w ruchu ciągłym przez zanu­ rzenie. 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 ciągo­ wych), powinny być stosowane nowoczesne techniki komputerowe z wykorzystaniem precy­ zyjnych 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 uniwersal­ nych, o konstrukcji uproszczonej lub zastosowanie do ich budowy tworzyw sztucznych, sto­ pów cynku i brązów aluminiowych [37, 89]. Stosowanie do budowy tłoczników elementów znormalizowanych, produkowanych seryjnie: obudów, płyt, słupów prowadzących itp., rów­ nież 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 uru­ chamianiu krótkich serii produkcyjnych nie występuje warunek dużej ich trwałości. Takimi narzędziami jest szczególnie zainteresowany przemysł samochodowy i lotniczy. Po wielo­ letnich próbach z tłocznikami np. z prasowanego warstwowo, pod ciśnieniem drewna, wzmac­ nianego specjalnymi wkładkami, ostatecznie zaniechano tych prób. Ostatnie, pozytywne wyni­ ki 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 formo­ wania 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 proto­ typów 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 prototypo­ wania". Prowadzi to w konsekwencji do wcześniejszego uruchomienia produkcji seryjnej no­ wego wyrobu dając wiele cennych informacji do optymalnego ustawienia właściwego procesu technologicznego (spawanie podzespołów - ustawienie automatów, montaż, kontrola). Istot­ nym jednak problemem w przypadku stosowania żywic jest utylizacja odpadów, które są trud­ ne do powtórnego zagospodarowania.

12. Procesy tłoczenia

271

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 stoso­ wania żywic. Konstruowanie tłoczników (matryc) z tworzyw sztucznych i stopów cynku jest podobne. Wyjściowym wzorcem kształtu jest pozytywowy model wzorcowy wytłoczki ufor­ mowany 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 wyko­ nania założonej liczby wytłoczek. Zalecaną odmianą stopów cynku używanych do odlewania prototypowych tłoczników jest stop Kayem-1 z następującą charakterystyką [37]: granica wytrzymałości R , (200-^220 MPa), wydłużenie na 50 mm, (1,5%), udarność Charpy'ego, (0,02 kJ/m ), wytrzymałość na ściskanie, niszczące, (800^850 MPa), twardość Brinella, (1050^-1100 HB), masa właściwa, (6,7 g/cm ), temperatura topnienia, (380^390°C). Podstawowymi, typowymi narzędziami w procesie tłoczenia, mającymi bezpośredni kon­ takt z odkształcanym materiałem jest stempel i pierścień ciągowy. Pozostałe elementy spełniają zadania związane np.: z właściwym prowadzeniem narzędzi, dociskiem wytłaczanego materia­ łu, z odpowiednim prowadzeniem pasa blachy lub podawaniem gotowych krążków, mocowa­ niem tłocznika na stole i w suwaku prasy, itp. Przykładowe konstrukcje: laboratoryjnego przy­ rządu 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 cera­ micznych 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 zależ­ ności 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 do­ kładnego prowadzenia w płytach prowadzących stosuje się zalewanie łatwo topliwym stopem lub specjalnymi gatunkami żywic epoksydowych (Epidian 51), żywic poliestrowych (Polimal m

2

3

272

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

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 spie­ kanego 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 przy­ rządu. Otwory w płytach mogą być wówczas wykonane zgrubnie, o kształtach prostych. Jed­ nym 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.

12. Procesy tłoczenia

273

W ostatnich latach, obok różnych metod obróbki cieplnej, chemicznej i elektrochemi­ cznej stosowanych do modyfikacji powierzchni narzędzi, polepszających ich odporność na ścieranie i duże naciski powierzchniowe, rozwijane są metody fizyczne, w których wyko­ rzystuje 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 deta­ lu, ulepszanego narzędzia, technikę łukową, w której stałoprądowy łuk elektryczny powoduje odparowanie materia­ łu, źródła katody a następnie osadzenie tego materiału na powierzchni obrabianego narzę­ dzia. 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 po­ włoki diamentopodobne. Prezentowane metody mają już częściowe zastosowanie przemysło­ we. Oczywiście różnią się znacząco kosztami ich wprowadzania. Należy oczekiwać, że poja­ wią 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 ekonomicz­ nych [8]. Całkowity koszt wykonania (Kc) przy pomocy tłoczenia serii wyrobów składających się z (n) sztuk przedstawić można następująco K =n(K +K )+K c

m

0

t

(12.2)

gdzie: K -koszt materiału użytego na wykonanie jednego wyrobu, K - koszta wykonania wszystkich operacji koniecznych do wytworzenia jednego wyrobu, K - 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 skład­ ników na całkowity koszt wykonania serii wyrobów w zależności od ilości sztuk przedsta­ wiono na wykresie (rys. 12.4). m

0

t

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

174

Z przedstawionych wykresów wi­ dać wyraźnie, że przy małej ilości wy­ produkowanych przedmiotów ( n ^ koszt całkowity zależy niemal wyłącznie od kosztu wykonania tłoczników. Natomiast przy bardzo dużej produkcji wpływ kosz­ tów tłoczników i oprzyrządowania na koszt całkowity jest stosunkowo nie­ znaczny. Przy ustalaniu planu operacji i wyborze typu oraz konstrukcji tłocznika, spośród wielu możliwych rozwiązań przyjąć należy takie, przy którym całko­ Liczba sztuk wity koszt produkcji danej ilości wyro­ Wielkość serii bów będzie najniższy. Na wykresie (rys. ys. 12.4. Wpływ wielkości produkcji na koszt wy­ 12.4) linią ciągłą przedstawiono wykres konania serii wyrobów [8]: A, B, C - różne kosztów dla pewnego sposobu, który technologie wytwarzania - sposoby pro­ oznaczymy jako A. Inny sposób wytwa­ dukcji, K , K - koszty wykonania kom­ rzania B, o niższych niż poprzednio kosz­ pletu tłoczników i oprzyrządowania odpo­ tach wykonania tłoczników, lecz więk­ wiednio dla technologii A i B szych kosztach wykonania wszystkich peracji, przedstawiony jest na tym wykresie linią przerywaną. Przy ilości sztuk ( n ) odpo­ wiadaj ącej punktowi przecięcia prostych A i B całkowite koszty produkcji sposobem A i B są obie równe. Przy ilościach ( n < n ) niższe koszty produkcji uzyskamy stosując sposób B, atomiast przy ilości produkowanych przedmiotów większej od ( n ) właściwy będzie sposób rodukcji A. Wykres uzupełniony jest linią C, odpowiadającą kosztom produkcji przy ręcznym wykonywaniu wyrobów, bez użycia tłoczników. Ilość wyrobów ( n ) , 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: tA

tB

A B

A B

A B

B C

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 mecha­ nicznej i właściwy dobór materiałów z uwzględnieniem wyżej podanych metod obróbki powierzchniowej). 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.

12. Procesy tłoczenia

275

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 ramo­ we, odznaczające się szczególnie dużą sztywnością. Produkuje się je jako dwu i czteropunktowe, tzn. mające dwa lub cztery korbo wody. Pozwalają one na tłoczenie wyrobów o dużych wymiarach gabarytowych (np. elementy karoserii samochodowych). Prasy tego typu z prze­ znaczeniem do tłoczenia złożonych i głębokich przedmiotów są budowane jako prasy podwój­ nego i potrójnego działania. Mają one dwa lub trzy niezależnie od siebie przesuwające się su­ waki: zewnętrzny, służący przede wszystkim do przytrzymywania materiału, a wewnętrzny do kształtowania wyrobu. Zasadniczy ruch roboczy wykonuje suwak wewnętrzny, związany korbowodem z wałem korbowym prasy. Suwak zewnętrzny, dociskający materiał, jest napędzany również przez wał korbowy, za pośrednictwem mechanizmu krzywkowego lub kolanowodźwigniowego. Skok i nacisk suwaka wewnętrznego są zwykle większe niż suwaka zewnętrz­ nego. 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 - prowadni­ ce, korpus prasy, 15 - krzywka, 16 - rolki

276

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

t

1

1

1

1—-—]

1

1

1

r

-

0 20 \ 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260 280 300 320 340 oc(°) I podnoszenie dociskacza ^-opuszczenie dociskacza • dociskanie dopuszczanie suwaka ciągowego (stempla) --podnoszenie suwaka ciągowego (stempla) -

X

opóźnienie suwaka ciągowego

Rys. 12.6. Przebieg procesu wytłaczania na prasie podwójnego działania wraz z wykresem synchronicz­ nym 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 naci­ sku 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 suwa­ ków 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 przekra­ czających ich wielkości dopuszczalnych, przyjętych przy projektowaniu narzędzi. Porównując długości możliwych skoków suwaków, prasy hydrauliczne są bezkonkuren­ cyjne, gwarantując przy tym ich dokładne prowadzenie i stałą lub możliwą do dowolnego ste­ rowania prędkością ruchu suwaka i jego naciskiem. Przykładowo, budowane prasy hydrauli-

277

12. Procesy tłoczenia

czne do wyciskania o naciskach do 80 MN i o skoku do 2000 mm, przy ilości skoków (5-^60) min" , 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" , 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 wy­ nikające z przebiegu różnych procesów przeróbki plastycznej, a w szczególności procesów tłoczenia (rys. 12.7). 1

1

ZMIANA NACISKU PRASY DROGA SUWAKA WFUNKCJI CZASU WFUNKCJI DROGI SUWAKA

a)

PRASY KORBOWE 1 MIMOŚRODOWE

SCHEMATY

#

S - GZP

DZP 0

PRASY KOLANOWE

r"

Si GIP

DZP

S,

mm

''

GZP

*\

GIP

—

0

\^ozpy t, s

S i GZP

fi.

PRASY HYDRAULICZNE

t, s

0

S, mm

0

c)

\DZpy

GIP

—

fii

b)

GIP

[

fi.

A

GZP

i

!

a

Ł ! i

~<Ą GZP 0

DZP

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.

278

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

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, charak­ teryzująca 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 prze­ ciętnie dwukrotnie mniejsza przy ruchu ciągłym niż przy wykorzystaniu tylko jednego skoku. Energia kinetyczna koła zamachowego w czasie pracy prasy jest uzupełniana przez silnik na­ pędowy. 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 odpo­ wiednim ciśnieniem, który w czasie ruchu roboczego jest przetłaczany nad tłok suwaka głów-

279

12. Procesy tłoczenia

nego prasy. Bezakumulatorowe prasy hydrauliczne zasilane są pompami o dużych wydajnościach, 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 zapo­ trzebowanie technologiczne może być pokryte przez jeden typ i jedną wielkość prasy. Parame­ try techniczno-technologiczne takiej maszyny (prasy) muszą odpowiadać maksymal-nym pa­ rametrom procesów przewidywanych do wykonania. Rozpatrzmy przypadek, gdy mamy do wykonania tylko jeden rodzaj (typ) zabiegu tech­ nologicznego np. wytłaczanie naczyń osiowosymetrycznych z krążków, przy czym ich wiel­ kość 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 proporcjo­ nalne do tego samego parametru m . Można więc zapisać: x

d=c m

x

(12.3)

g=c m

x

(12.4)

h=c m

x

(12.5)

d

g

h

gdzie: c , c , c są stałymi, charakteryzującymi kształt przedmiotu. d

g

h

Zakładamy, że maksymalna siła występująca przy tłoczeniu F będzie proporcjonalna do kwadratu parametru m, a praca odkształcenia plastycznego L do jego trzeciej potęgi (m ): 3

x

F«c m F

(12.6)

x

F =7cdgk,a wt

L*c m

p

L

(12.7) (12.8)

3 x

L = Fh (12.9) gdzie: c i c są stałymi niezależnymi od wielkości wytłaczanych przedmiotów (od wartości parametru m ). Przyjęcie założenia o podobieństwie geometrycznym wytwarzanych wyrobów stwarza możliwość ustalenia podstawowej zależności między ilością energii prasy, a jej nominalnym naciskiem w postaci wzoru w

F

L

x

c =

7F'fe

<,2

'

10)

gdzie: C jest współczynnikiem charakteryzującym dany zabieg technologiczny. Można więc wykreślić zależność V f = F(VL). Każdej operacji (zabiegowi) techno­ logicznemu odpowiadać będzie jeden punkt na wykresie. Dla zabiegów technologicznych na przedmiotach geometrycznie podobnych punkty leżeć będą na jednej prostej, wychodzącej z

280

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

początku układu współrzędnych, na­ chylonej do osi rzędnych pod kątem (p , przy czym tg

m

n

n

(12.11) VFn"

Vf

a więc punkty charakteryzujące parametry użytkowe maszyn (oznaczone (+) na wykresie rys. 12.9) leżeć powinny na tej samej prostej, co i punkty odpowiadające zabiegom technolo­ gicznym. 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 przy­ jęte 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 pew­ nym 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

Przyjmując stały stosunek C

n

/l"

= *

n

/ •— dla wszystkich pras danego szeregu, to punkty re-

prezentujące prasy, zaznaczone (x) na rysunku 12.9, będą leżeć na jednej prostej, nachylonej

281

12. Procesy tłoczenia

do osi rzędnych pod kątem (p przy czym tgq> = C„. Każdy punkt odpowiada parametrom danego zabiegu technologicznego. Zakładając, że mamy do dyspozycji wszystkie wielkości pras danego szeregu (F^ F , F , F , F ,...), można podporządkować każdej wielkości prasy, te operacje technologiczne, które mogą i powinny być wykonywane na maszynie o danej wielko­ ści. Korzystając ze sporządzonego wykresu (rys. 12.9) widać, że dla prasy zaznaczonej punk­ tem Fi operacje możliwe do wykonania, przy optymalnym wykorzystaniu prasy, leżeć będą w obrębie zakreskowanych pasów na rysunku. Dla operacji charakteryzujących się wartością C mniejszą od C„, (cp < cp ), a więc leżących ponad prostą ON - o doborze maszyny decydu­ je wielkość maksymalnego nacisku. Na danej prasie powinny więc być wykonywane te opera­ cje, których nacisk jest mniejszy od nacisku rozpatrywanej prasy (Fi), lecz większy od nacisku następnej w szeregu mniejszej prasy (F ), a więc F < F < Fi. Dla operacji o większym stosun­ ku C, a więc leżących w polu poniżej prostej ON - o doborze właściwej wielkości maszyny decyduje wielkość pracy. W tym obszarze na prasie F będą wykonywane wszystkie operacje leżące w zakreskowanym pasie pionowym (L < L < Li). A więc to czy prasę należy dobrać opierając się na nacisku czy też energii zależy od wartości C , 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. n?

2

m

m

3

n

4

5

n

2

2

1?

2

n

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 konstruk­ torów, które pozwalają im efektywnie, szybko i tanio zaprojektować i wykonać dowolny wy­ rób 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-

282

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

dzi technologicznych jak np.: formy wtryskowe, odlewnicze, matryce kuźnicze, tłoczniki, wykrojniki i inne.

Rys. 12.10. Obróbka mechaniczna na frezarce CNC - wizualizacja [67] Cel stosowania systemów CAD/CAM to nie tylko polepszenie czy ułatwienie sobie pra­ cy, to także, a nawet przede wszystkim sposób na obniżenie kosztów, skrócenie czasu przygo­ towania 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 technolo­ gicznych, 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 wy­ przedzenie konkurencji w opracowywaniu nowych produktów, oraz straty jakie może przy­ nieść utrata rynku na rzecz konkurentów, którzy dysponując odpowiednim sprzętem i opro­ gramowaniem 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, wy­ gląd, 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 po­ równać 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 pro­ jektowania, symulacji i analizy komputerowej oraz wspomagania wytwarzania. Jest to tym ważniejsze, że stawiane nowym produktom coraz większe wymagania, nie mogą być spełnione

12. Procesy tłoczenia

283

przy zachowaniu lub"nawet podwyższeniu dokładności obróbki oraz konstruowaniu tradycyj­ nemu, tylko w oparciu o nagromadzone doświadczenia i "wyczucie" konstruktorów. Dotyczy to zwłaszcza konstrukcji stalowych o bardzo skomplikowanych kształtach, (np. karoserie sa­ mochodowe), 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 projekto­ wania (Reverse Engineering). Najpierw wykonuje się model rzeczywisty wyrobu, a na­ stępnie po jego próbach wykonujemy skanowanie przestrzenne tego modelu. W wyniku skanowania tego modelu posiadamy zdigitalizowaną chmurę punktów, z której łatwo mo­ żemy odtworzyć powierzchnie opisujące model. W oparciu o to możemy wykonać do­ kładną 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-

284

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

chodowych. Tradycyjna metodyka projektowania i wytwarzania jest pracochłonna i kosztow­ na. W celu usprawnienia przygotowania produkcji, a także poprawy jakości i obniżenia kosz­ tów, 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 sa­ mochodowe kompleksowych systemów komputerowych CAD-CAM-CAE do realizacji pro­ dukcji spowodowało skrócenie czasu wytwarzania, poprawę jakości, wysoką powtarzalność wyrobów i znaczne obniżenie kosztów produkcji [37]. Oprócz wymienionych korzyści kompu­ teryzacja tej dziedziny techniki ma wiele innych zalet: budowane zbiory danych są łatwo do­ stępne z możliwością ich całkowitego lub częściowego wykorzystania w zależności od typu realizowanego zadania. Dotyczy to zarówno dokumentacji w formie elektronicznej, coraz czę­ ściej prezentowanej w trój-wymiarze (3D), jak również spraw związanych z symulacją kompu­ terową 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 systema­ tycznie 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-CAMCAE prowadzony przez firmę Autodesk, sprawia, że poszczególne produkty z tych dziedzin zapewniają integrację ze środowiskiem AutoCAD-Mechanical Desktop. Produkt firmy Pathtrace 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 po­ wierzchniowym lub wczytanych z innych programów CAD-owskich: (Solid Edge, Microstation, 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 symula­ cji 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.

12. Procesy tłoczenia

285

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 projek­ towania przy wykorzystaniu systemów CAD-CAM-CAE daje możliwość szybkiej oceny wizu­ alnej, funkcjonalnej i rynkowej produktu, poprzez wytworzenie jego prototypu („rapid proto­ typing - rapid tooling"). Jest to istotne we wstępnych fazach rozwoju produktu. Zasadniczym celem zastosowań metod „rapid prototyping" (RP) jest modelowanie fizyczne (modele geome­ tryczne, funkcjonalne, wizualne, montażowe, prototypy techniczne) na podstawie obiektów komputerowych 3D, głównie w celu oceny funkcji użytkowych i estetyki produktu. W dal­ szych 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 obsza­ rami 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 fi­ zycznego 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 znaj­ duje się w obszarze ciągnionym. Dno wytłoczki jest kształtowane przez rozciąganie, ponieważ

286

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

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 pro­ cesu (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 kształto­ wana niezależnie od dna. Kołnierz wytłoczki można traktować jako pierścień, którego ze­ wnętrzna krawędź jest wolna od obciążeń, a na krawędź wewnętrzną działają siły ciągnące, równomiernie rozłożone wzdłuż linii podziału, mające wypadkową F 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 napręże­ nia ściskające. W określonych warunkach realizacji procesu wartość siły osiowej F zależy tylko od oporu plastycznego kołnierza. Opór ten ulega zmianie w miarę zmniejszania się średnicy ze­ wnętrznej kołnierza Di i powiększania się wysokości h walcowych ścianek. Przebieg siły F 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 . Występują wów­ czas jednocześnie dwa zjawiska: umacniania materiału spowodowane wzrastającym odkształ­ ceniem plastycznym i zmniejszanie szerokości kołnierza wskutek zbliżania się jego średnicy zewnętrznej D! do średnicy wytłoczki d. Pierwsze zjawisko powoduje wzrost siły F , drugie natomiast - jej zmniejszanie. Początkowo umacnianie materiału jest na tyle intensywne, że siła F wzrasta. W pewnym momencie procesu kształtowania wytłoczki następuje zrównoważenie k

k

k

k

pl

k

k

k

287

12. Procesy tłoczenia

wpływu obu tych zjawisk na siłę F . Odpowiada to momentowi osiągnięcia przez tę siłę warto­ ści maksymalnej F (rys. 12.12). Dalsze przekształcanie kołnierza w ściankę cylindryczną następuje przy malejącej sile F , ponieważ umocnienie materiału nie jest w stanie skompenso­ wać zmniejszonych oporów spowodowanych ubytkiem szerokości kołnierza. k

m a x

k

k

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 - F , wywołująca rozciąganie dna, może być mniejsza od siły F , niezbędnej do jego upla­ stycznienia. 'W takim przypadku w dnie wytłoczki nie wystąpią odkształcenia trwałe. Przy dostatecznie dużej sile F , odpowiadającej na przykład przebiegowi siły F , który na rys. 12.12 wykreślono linią ciągłą, następuje pewne trwałe odkształcenie dna. Jeżeli opory związa­ ne z plastycznym płynięciem kołnierza są zbyt duże, to może nastąpić nie tylko uplastycznienie dna wytłoczki, ale również osiągnięcie siły F , powodującej obwodowe pękanie ścianki wy­ tłoczki. 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 Fkmax Przy pewnej dostatecznie dużej wartości D/di największa wartość siły kształtującej dno może być równa sile F zrywającej wytłoczkę, która zależy od jej średnicy di, a nie od stosun­ ku D/d! (rys. 12.12). W przypadku kształtowania wytłoczki, dla której przebieg siły F wykreślono na rys. 12.12 linią ciągłą można wyróżnić cztery fazy: p!

k

d

max

k

zr

zr

k

288

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

1) miejscowe plastyczne kształtowanie wgłębienia o średnicy di przy zachowaniu niezmien­ nej zewnętrznej średnicy krążka D; w tej fazie siła nacisku stempla P jeszcze jest mniejsza od siły uplastyczniającej kołnierz F , 2) plastyczne płynięcie kołnierza (zmniejszanie się średnicy D), gdy F < F < F , 3) jednoczesne płynięcie kołnierza i plastyczne rozciąganie dna, gdy F < F < F ; z chwilą gdy nacisk stempla osiągnie maksymalną wartość F , ustaje plastyczne od­ kształcanie 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 , F , F i F według ich wartości (rys. 12.12). pl

k

pl

pl

k

d

pl

max

d

k

max

k

pl

k

max

k

pl

zr

d

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 , F , F i F . Sporządzając więc wykresy zależności rozpatrywanych sił od stosunku D/di (rys. 12.13), moż­ na dokonać analizy wpływu wartości K na przebieg procesu wytłaczania. Przyjęto dla uprosz­ czenia, że średnica di walcowej części wytłoczki jest stała, natomiast zmienia się średnica D krążka. Przy takim założeniu siły F (uplastyczniając dno) i F (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 i F , są tym większe im większe są średnice (D) krążka. Posługując się omawianym wykre­ sem 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 , wynikająca z oporu od­ kształcanego kołnierza, nie jest w stanie odkształcić plastycznie dna naczynia, gdyż F < F . 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 cią­ głe). 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 zakre­ sach, aby nie dopuścić do obwodowego pęknięcia ścianki wytłoczki, proces kształtowania musi być przerwany zanim siła nacisku stempla osiągnie wartość F . Z tego względu, w za­ kresie III i IV jest możliwe kształtowanie jedynie płytkich wytłoczek z płaskimi kołnierzami. Wytłoczki odpowiadające IV zakresowi powstają głównie wskutek pocienienia dna, gdyż upla­ stycznienie kołnierza, o ile wystąpi, ma miejsce w końcowej fazie wytłaczania, czyli zachodzi pl

k

pl

max

k

pl

zr

d

zr

d

pl

k

max

k

max

k

m a x

k

pl

d

zr

12. Procesy tłoczenia

289

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 wgłę­ bienie 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 (J = const.)[15] i;

;

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 nazywa­ my przetłaczaniem. Operacje te wykonuje się w specjalnie skonstruowanych tłocznikach. Wy­ tłaczanie 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 naczyniowopowłokowych 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 mi­ seczki cylindrycznej bez kołnierza i bez wymuszonego pocienienia ścianki, wysokość części (h) będzie większa od szerokości pierścieniowego elementu (D-d)/2 i w przybliżeniu wynosi:

290

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

D -d 2

h=

2

(12.12)

4d

Zatem wytłaczanie następuje w wyniku plastycznego odkształcenia, powodującego przemieszczanie się W/M d f k # znacznej objętości materiału z pła­ 0>-D skiego kołnierza do pobocznicy. b) Przy dużym stopniu odkształcenia i małej grubości materiału, przemiesz­ , . , U — dn — . . czana objętość, jest przyczyną utraty c) stateczności i występowania pofał­ dowania. Przy małym stopniu od­ kształcenia i przy stosunkowo dużej d) grubości materiału pofałdowanie nie występuje, ponieważ w tym przy­ padku przemieszczana objętość jest e) niewielka, a półfabrykat nie traci stateczności. Dla uniknięcia tworze­ nia się pofałdowań, stosuje się wy­ tłaczanie z dociskaniem części krąż­ Rys. 12.14. Etapy procesu wytłaczania z zastosowaniem ka do powierzchni czołowej pier­ dociskania krążka blachy do pierścienia ciągo­ ścienia ciągowego. wego [96]: A - etap początkowy: a - początek Bazując na licznych badaniach procesu; b - swobodne rozciąganie i pocienia­ i obserwacjach, stwierdzono, że nie elementu krążka; c - plastyczne odkształca­ proces wytłaczania z dociskaniem nie dolnej części półfabrykatu; B - etap koń­ rozpoczyna się, nie od plastycznego cowy: d - plastyczne odkształcanie kołnierza; e odkształcenia kołnierza półfabryka­ - końcowy etap kształtowania miseczki tu, 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 sche­ matach A pokazano początkową fazę procesu wytłaczania, charakteryzującą się miejscowym odkształceniem plastycznym swobodnego elementu pierścieniowego, a przy dociśniętym koł­ nierzu, zachowującego swoje wymiary początkowe (D ). 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 pocienie­ nie swobodnego elementu również wzrasta. Na końcu tej fazy następuje plastyczne odkształce­ nie dennej części półfabrykatu (rys. 12.14c). Po osiągnięciu równowagi między siłą wytłacza­ nia a wytrzymałością odkształcanego kołnierza (oporami płynięcia kołnierza), zaczyna się druga faza procesu wytłaczania, polegająca na plastycznym odkształcaniu kołnierza i wciąga­ niu go do matrycy (schematy B, rys. 12.14d i e). Przy wytłaczaniu bez dociskania, z małym a)

k

0

291

12. Procesy tłoczenia

Rys. 12.15. Odkształcenie elementu koł­ nierza przy wytłaczaniu [96] a)

^

L

±

stopniem odkształcenia, pierwsza faza prakty­ cznie nie występuje. Tak więc w początkowej fazie procesu wytłaczania występuje znaczne pocienienie swobodnego elementu półfabrykatu, który w procesie dalszego odkształcania prze­ kształca się w przekrój niebezpieczny. Postępu­ jące umocnienie materiału, pomimo ubytku grubości jest podstawą do kontynuowania pro­ cesu wytłaczania [89]. W drugiej fazie wytła­ czania występuje złożony schemat plastycznego odkształcenia, w przebiegu którego płaski ele­ ment półfabrykatu I (rys. 12.15), zmienia swoje wymiary (wydłuża się w kierunku promienio­ wym i skraca się w kierunku obwodowym) zajmując położenie II, a następnie podlega gię­ ciu przekształcając się w element cylindrycznej pobocznicy lub przyjmuje inny kształt pobocznicy wytłaczanego naczynia. Warunek plastyczności, określający przej­ ście odkształcanego kołnierza w stan plastycz­ ny, uwzględniając znaki naprężeń, można zapi­ sać w postaci a + a =1.15R (12.13) Początkowo dla elementu np. krążka I (rys. 12.15), znajdującego się w pobliżu ze­ wnętrznego brzegu kołnierza występuje naj­ większe styczne naprężenie i odkształcenie ściskające, średnie promieniowe odkształcenie rozciągające a największe pogrubienie materia­ łu. 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 gru­ bości krążka blachy wystąpienie fałd jest utrud­ nione wskutek dużej stateczności kołnierza. Przy przesunięciu elementu w kierunku krawędzi matrycy największe staje się promie­ niowe odkształcenie rozciągające, natomiast ściskanie styczne stopniowo maleje. Odkształ­ cenie elementu staje się bardziej złożone wsku­ tek pojawienia się dodatkowego krzyr

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 1 2

t

02

292

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

woliniowego odkształcenia przy gięciu, na przejściu elementu przez roboczą, zaokrągloną krawędź matrycy (pierścienia ciągowego). Na­ stępnie element półfabrykatu przechodzi do krzywoliniowej pionowej ścianki i ulega nie­ wielkiemu osiowemu wydłużeniu wzdłuż two­ rzącej przy pocienieniu materiału. Dno części ulega niewielkiemu płaskiemu wydłużeniu (1^3%) i pocienieniu (2-^5%), które w większo­ ści przypadków, przy ogólnej analizie procesu, można praktycznie pominąć. Przeprowadzone Rys. 12.17. Tworzenie fałd przy głębokim badania wykazują, że odkształcenie walcowej tłoczeniu przy braku dociskacza pobocznicy w szczelinie roboczej i na zaokrą­ [96] gleniu 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 naprę­ żenia ściskającego następuje utrata stateczności kołnierza półfabrykatu i tworzenie falistej po­ wierzchni (rys. 12.16a). W wyniku przyłożenia do półfabrykatu udarowego obciążenia utwo­ rzona 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 spłasz­ czenia 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 fał­ da, 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 sta­ teczności w procesie wytłaczania. Najbardziej niebezpiecznym miejscem w wytłaczanej mi­ seczce jest strefa przejścia z dna do ścianek bocznych z powodu występowania już w począt­ kowej etapie wytłaczania znacznego pocienienia materiału i dużej wartości naprężeń rozciąga­ jących. Przy dużym stopniu odkształcenia lub w przypadku tworzenia fałd w kołnierzu naprę­ żenia 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 CT

max<<*m= m( R

1

+

przy czym dla stali:

e

(12.14)

r)

08, 10 1H18N9

a

m a x

<1.4R , m

gdzie: cr - największe naprężenie w niebezpiecznym przekroju; a, rozciągające (przy wydłużeniu równomiernym e ). max

r

• rzeczywiste naprężenie

12. Procesy tłoczenia

293

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 umożli­ wienia określenia ich wartości w poszczególnych miejscach wytłoczki stosuje się metodę na­ noszenia na powierzchni krążka prostokątnej lub promieniowo-pierścieniowej siatki koordyna­ cyjnej, a następnie badania jej zniekształcenia przy wytłaczaniu. Pomiary zniekształconej siatki wykazują m. in., że w pierwszej operacji ciągnienia wartość stycznego odkształcenia skracają­ cego 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

294

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

rzadko, przede wszystkim przy wykonywaniu większych wytłoczek o dostatecznie cienkiej ściance. Przetłaczanie, podczas którego wytłoczka jest dociskana do stempla cieczą pod ciśnie­ niem (rys. 12.19c), wskutek korzystnego wpływu tarcia między stemplem, a cylindryczną ścianką umożliwia uzyskanie w jednej operacji znacznie wyższych wytłoczek niż przy zasto­ sowaniu sposobów omówionych poprzednio. Wymaga ono jednak zastosowania specjalnego oprzyrządowania prasy. a)

b) F

c) 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 wytłocz­ ki (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 zbli­ żony do procesu wytłaczania. Następnie przez stożek matrycy przechodzi część cylindryczna wytłoczki, zmniejszając swą średnicę z d do d (rys. 12.20b, c). Odbywa się to pod wpływem promieniowych naprężeń rozciągających &2 i obwodowych ściskających aj. t

a)

b)

2

c)

d)

Rys. 12.20. Przetłaczanie swobodne [15}: a - początek procesu, b - kształt wytłoczki podczas przetła­ czania, c - zakończenie procesu, d - zależność między siłą przetłaczania a drogą stempla

4

295

12. Procesy tłoczenia

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 uplasty­ czniony dochodzi do krawędzi kołnierza. Przebieg siły przetłaczania zależy od tego, czy po operacji wytłaczania zastosowano wy­ żarzanie 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 nie­ jednakowym 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 maksi­ mum siła szybko spada do wartości (F ) (rys. 12.20d), potrzebnej do pokonania oporów tarcia obrzeża wytłoczki o cylindryczną ściankę otworu matrycy. Prawidłowy przebieg procesu prze­ tłaczania 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 , m , m , m ) operacje przetłaczania można uzyskać stop­ niowo zmniejszające się średnice wytłoczki ( d , d , ... , d„_i, d ) i zwiększające się wysokości wytłoczek ( h ) . W każdej z tych operacji musi być spełniony warunek t

2

3

4

5

2

3

n

m = - ^ - > -Hs_

(12.15)

n

d

n-l

l^n-ljgr

Wartości ( d / d _ i ) dla kolejnych operacji przetłaczania ulegają zwiększaniu. Wynika to ze wzrastającego oporu plastycznego ścianki wytłoczki wywołanego zwiększającym się umoc­ nieniem materiału. Zastosowanie operacji wyżarzania zmniejsza opory kształtowania, a więc pozwala zmniejszyć odpowiednio wartości współczynnika przetłaczania. Bez względu na licz­ bę zrealizowanych już operacji przetłaczania, po wyżarzaniu rekrystalizującym dobór współ­ czynników przetłaczania rozpoczyna się ponownie od ( m ) , a nawet mogą być zmniejszane o n

n

gr

2

3-8-5%.

296

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

12.6.

Zmiany grubości ścianki i składowych odkształceń logarytmicznych na osiowym przekroju miseczki cylindrycznej

Określenie zmian grubości ścianki i składowych odkształceń logarytmicznych (£ , e , s ) na osiowym przekroju miseczki cylindrycznej jest podstawą do oceny poprawności przebiegu procesu tłoczenia. W przypadku wytłaczania części walcowych bez kołnierza największe po­ cienienie 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, (g /D ), 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 r

0

t

g

> - "

*

0

(12.16) -

skrócenie w kierunku stycznym e = ln— t

-

(12.17)

zmiana grubości materiału ln _g_

(12.18)

go

r

G

(12.19)

lub -L.JLJL r

o

d

0

=

i

•

/TB

c

A

Przy założeniu stałej objętości materia­ łu, występują następujące zależności (przy uwzględnieniu znaków odkształceń) 8 -S,±8 =0

-UJ

0.3

-0.2 -Ą3 -4* 0.5

£

^ 8g

8

dg^ *

\. X .

Rys. 12.21. Zmiana składowych odkształceń logarytmicznych na długości two­ rzącej miseczki cylindrycznej [96]

(12.20)

go

Na rysunku 12.21 przedstawiono graficznie zmiany składowych odkształceń logaryt­ micznych 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.

297

12. Procesy tłoczenia

12.7. Zjawiska ograniczające proces wytłaczania Przy projektowaniu i realizacji procesu wytłaczania blach należy brać pod uwagę możli­ wość wystąpienia dwóch zjawisk stanowiących przeszkody w otrzymywaniu wytłoczek o żą­ danym 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, ode­ rwanie 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 MAX < F ZR (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 i F . Warunek ten jest spełniony w zakresie m a x

zr

k

DI

/

g r

lub ^ = D -

m i

> 4-1 VD -/gr

(12.22)

gdzie: mx jest współczynnikiem wytłaczania. Warunki, które korzystnie wpływają na proces wytłaczania, polegają głównie na zmniej­ szeniu maksymalnej siły tłoczenia F i zwiększeniu siły zrywającej F . Zmniejszenie siły F osiąga się przez: zaokrąglenie krawędzi pierścienia ciągowego możliwie dużym promieniem r > (5^-10)g (rys. 12.12), co zmniejsza pracę gięcia plastycznego, związaną z podwójną zmianą krzy­ wizny blachy na tej krawędzi oraz zmniejsza występujące na niej opory tarcia, obniżenie oporów tarcia miedzy blachą, a powierzchniami roboczymi matrycy i dociskacza przez staranne wypolerowanie i odpowiednie smarowanie tych powierzchni, m a x

zr

k

m a x

k

m

298

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

-

ograniczenie do niezbędnego minimum nacisków jednostkowych wywieranych przez dociskacz. Na zwiększenie siły F mają wpływ: wykonanie możliwie dużych promieni zaokrąglenia stempla r « (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). zr

s

Tabela 12.5. Najmniejsze dopuszczalne wartości współczynnika wytłaczania ni! dla naczyń cylindrycz­ nych bez kołnierza g Względna grubość krążka — 100 d Współczynnik wytłaczania ni]

2.0

1.5

1.0

0.5

0.2

0.06

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 wy­ tłoczki, 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 jest równa sile zrywającej F wówczas, gdy współczynnik m! jest równy granicznej wartości stosunku (di/D) Maksymalną siłę wytłaczania można wyznaczyć ze wzoru (12.7) czyli F =F . 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 po­ cienienie ścianki na wejściu promienia w część cylindryczną miseczki (rys. 12.1 lb, pkt. B irys. 12.21, pkt. C). m a x

zr

k

gr

m a x

k

wt

12. Procesy tłoczenia

299

12.8. Kryteria stosowania dociskacza w procesie wytłaczania i przetłaczania Najprostszym sposobem zapobiegania fałdowaniu się płaskiego kołnierza jest zastosowa­ nie dodatkowego pierścienia dociskającego blachę do powierzchni pierścienia ciągowego z pewną siłą (F ), 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 statecz­ ności procesu wskutek fałdowania wywiera również wartość współczynnika wytłaczania. Można przyjąć, że zastosowanie dociskacza jest konieczne, jeżeli zachodzi następująca zależ­ ność empiryczna d

W -»-Jl00< zd

(12.23)

5(1-111,)

Przy wytłaczaniu krążków o większej grubości względnej proces można prowadzić bez użycia dociskacza. W przypadku wytłaczania z dociskaczem konieczny jest poprawny dobór siły do­ ciskającej. 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 tłocze­ nia i pęknięcia wytłoczki (rys. 12.22). Siłę wywieraną przez dociskacz oblicza się na podstawie wzoru (12.24) gdzie: A - powierzchnia, na którą działa dociskacz (rys. 12.14), q - nacisk jednostkowy zależny od rodzaju materiału i jego grubości, dla stali miękkiej przy g > 0,5 mm q = 1.5*2.5 MPa, d

r

m

-

a -

promień zaokrąglenia krawędzi matrycy; r = ay(D - d, )g ; m

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. Naj­ częściej 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 fałdo­ wania. Pojawia się wówczas, gdy przy określonym współczynniku przetłaczania wartość sto-

300

Podstawy teoretyczne procesów przeróbki plastycznej

sunku grubości ścianki przetłaczanej wytłoczki do jej średnicy jest zbyt mała. Przyczyną fał­ dowania jest zjawisko wyboczenia ścianki, wywołane, jak przy wytłaczaniu, obwodowymi naprężeniami ściskającymi. Można przyjąć, że fałdowanie w procesie przetłaczania nie wystą­ pi, jeżeli jest spełniona empiryczna zależność -^-100 > — d

n-l

m

(12.25)

n

Jeżeli podany warunek nie jest spełniony, to w danej operacji należy zastosować dociskacz. Siłę docisku ustala się doświadczalnie. Zależy ona od kształtu matrycy, stosunku (g/d -i), rodzaju materiału i sposobu smarowania. Wymagane naciski jednostkowe na dociskaczu są wielokrotnie mniej sze niż dla procesu wytłaczania. n

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, bran­ żowe, 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 ). Ba­ dania 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 rów­ nież 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 cha­ rakteryzujących się odmienną konstrukcją i różną dokładnością pomiaru. Własności wytrzymałościowe i plastyczne określane są najczęściej z próby jednoosiowe­ go 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 stosowa­ nych. 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, nadają­ cych 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 najważ­ niejszą jednostką oceniającą jakość wyrobu jest kupujący go klient. Definicja ta daje ogromną wolność produkcyjną, mówiąc inaczej: człowieku możesz produkować co tylko chcesz, powi­ nieneś 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, śru­ by, nity, liny, kształtowniki, odkuwki, wały, wyroby tłoczone, itp. Armator zna się na żegludze, transporcie, handlu i nie ma służb mogących dokonać kon­ troli 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 Stocz­ ni Szczecin, statek i chciałby, aby po zwodowaniu statek ten został ubezpieczony. Firma ubez­ pieczeniowa 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 przystępu­ je 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 roz­ ciągania - sprawdzającą czy materiał posiada wyraźną granicę plastyczności; próba ciśnienio­ wa - 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: wtrą­ ceń niemetalicznych, pęknięć, pęcherzy, itp. Stosowny protokół kontroli pozwala dopiero na wysłanie rur do stoczni. Takim samym odbiorom Lloyda będą poddane: blachy grube - produ­ kowane 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 od­ biór 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 po­ datności 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 Gros­ sa. Oznacza to, że polski inżynier nadzorujący produkcję blach przeznaczonych do tłoczenia musi znać te próby, gdyż różny kierunek eksportu wyrobu to konieczność wykorzystania róż­ nych metod badania jakości wyrobu. W dalszej części niniejszego rozdziału przedstawiono charakterystykę kilku podstawo­ wych prób technologicznych, jakim poddawane są blachy, taśmy, druty, rury. Zaprezentowano

13. Technologiczne metody badawcze

305

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 tech­ nologiczne 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 afiliantem 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 Mini­ strów. Każde państwo ma swoją symbolikę w normach, np.: Wielka Brytania - BS, Polska - PN, Francja - NF, Niemcy - DIN, Japonia - JIS, USA-ASTM, Chiny - GB, Rosja-GOST, Hiszpania - UNE, Szwecja - SS. Węgry - MSZ, Czechy - CSN, 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, wy­ tyczne 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 zna­ czeń. 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 prowadze­ nia 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.

306

Własności technologiczne i użytkowe oraz jakość wyrobów po przeróbce plastycznej

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 przygo­ towaniem 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 między­ narodowych, 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 opracowa­ nych przez centralne oraz branżowe instytuty badawcze i zamieszczone w zaleceniach. Przy­ kładem 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 po­ wszechnie w krajach basenu morza Bałtyckie­ go (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 nieżela­ znych i ich stopów. Próba Erichsena jest jedyną próbą tłocz­ ności 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

307

13. Technologiczne metody badawcze

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 i pierścienia doci­ skowego d , dobiera się w zależności od szerokości b badanej blachy (tab. 13.1). 2

3

Tabela 13.1. Wymiary narzędzi używanych w próbie Erichsena Wymiar próbki Symbol rodzaju próby IE IE IEn IE 21

5

Średnica kuliso zakończonego stempla d,

szerokość lub średnica b mm mm 0,2 -2,0 90* 0,2 -2,0 90 -55 0,2 -1,0 55-30 0,1 -0,75 30-13 * dopuszcza się w przypadkach stosowania grubość a

Wewnętrzna średnica

pierścienia dociskowego d mm mm mm 27 ± 0,05 33 ±0,1 20 ± 0,05 21 ± 0,02 15 ±0,02 18 ±0,1 11 ± 0,02 8 ± 0,02 10 ±0,1 5 ± 0,02 3,5 ±0,1 3 ± 0,02 próbek o szerokości 55 < b < 90 mm matrycy d 2

3

Miara i wynik próby Wynik pomiaru głębokości wytłoczenia oznaczamy literą h. Miarą tłoczności h jest średnia arytmetyczna wyników pomiaru głębokości wtłoczeń hj śr

n

i=i

gdzie: h - 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, d = 27 mm, d = 33 mm - najczęściej stosowane w praktyce. W przy­ padku zastosowania innego kompletu narzędzi (tab. 13.1) do liter IE dodajemy w dolnym in­ deksie wielkość średnicy matrycy d , tj. IE , IE , IE i. Jeżeli moment pęknięcia określono na podstawie nagłego obniżenia siły wtłaczania, symbol rodzaju próby uzupełnia się górnym indeksem N, tj. IE , IE , I E , IE . A zatem przykładowy zapis próby Erichsena będzie następujący IE h śr

2

3

2

N

N

5

d2

5

N

n

n

2

N

21

śr

Przykład: Zapisz wynik próby Erichsena, jeżeli stosowałeś narzędzia o wymiarach: di = 8 mm, d =11 mm, d = 10 mm. Moment pęknięcia określono na podstawie nagłego obniżenia siły wtła­ czania, a obliczona średnia arytmetyczna głębokości wtłoczenia wynosi 9,45 mm. Wynik pró­ by Erichsena zapiszemy IE 9,45 2

3

N

n

308

Własności technologiczne i użytkowe oraz jakość wyrobów po przeróbce plastycznej

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 prosto­ kątnej 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 drobno­ ziarnisty, 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 pró­ by Erichsena (dla d = 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). 2

Tabela 13.2. Własności mechaniczne blach do tłoczenia określone wg metody Erichsena (na próbkach poprzecznych) [70]

1-

Kategoria blach Nazwa bardzo głęboko tłoczna głęboko tłoczna tłoczna płytko tłoczna

A , min. % g > 2 mm g < 2 mm 30 32 28 27 25 23 23 21 1 5

Symbol B G T P

MPa 260 - 400 260-420 280-460 do 500

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.

309

13. Technologiczne metody badawcze 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 d = (50-70) g . 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 dyskwalifi­ kuje próbę). Obowiązuje zasada stałych stosunków średnicy stempla d do średnicy próbki d oraz stosunku połowy sumy średnic otworu matrycy d i stempla d do średnicy próbki do. Zalecane wymiary próbek i narzędzi do próby Fukui przedstawia tabela 13.3. 0

0

0

m

Tabela 13.3. Wymiary próbek i narzędzi do próby Fukui [70] Grubość blachy g mm 0,4-0,6 0,6 - 0,8 0,8-1,0 1,0-1,2 1,2-1,6 1,6-2,0

0

Średnica stempla d mm 8,00 12,70 17,46 20,64 27,00 33,00

Średnica matrycy D mm 9,40 14,60 19,95 24,40 32,00 39,00

m

Średnica próbki do mm 23,00 36,50 50,00 60,00 79,60 96,00

Stosunek d/do -

0,348 0,347 0,349 0,344 0,342 0,344

310

Własności technologiczne i użytkowe oraz jakość wyrobów po przeróbce plastycznej

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 d , aż do momentu pęknięcia miseczki w wierz­ chołku (rys. 13.4), przy czym za miarę tłoczności blachy uważa się wskaźnik Fukui r| , któ­ ry definiujemy wzorem 0

F

TlF=-T-
(13-2)

gdzie: d = 0,5 (d + d ) - średnia średnica stożkowej miseczki, d - średnica krążka blachy. Próbka 2) kryterium maksymalnej średnicy krążka, wg tego kryterium wyznacza Dźwignia się drogą doświadczalną maksymalną Prowadnica średnicę krążka, który można przetło— Oś przeginania czyć na walcową miseczkę bez poja­ wienia się pęknięcia na dnie, przy czym za miarę tłoczności przyjmuje Wałki zginające się maksymalną średnicę krążka wsa­ Uchwyt Najbliższy punkt dowego d , zachodzi tu koniecz­ kontaktu z próbka ność wytłoczenia od kilku do kilku­ nastu krążków różnej średnicy d co jest bardziej pracochłonne, mniej Rys. 13.14. Miejsce i sposób pomiaru średnicy d w praktyczne i rzadziej stosowane. próbie Fukui [70] s

min

max

0

omax

0

s

13.4.2.

Pomiar anizotropii własności blachy

Stopień nierównomięrności (anizotropii) własności blachy a wyrażamy wzorem ot =

^max

^min

^QQ

(13.3)

gdzie: d i d są odpowiednio wartościami maksymalnej i minimalnej średnicy stożkowej miseczki (zgodnie z rysunkiem 13.4). Im większa jest wartość wskaźnika a, tym mniej przy­ datna jest blacha do procesu tłoczenia. max

min

Zalecenia dla realizacji próby: Prędkość stempla 50-500 mm/min., Smarowanie matrycy smarem stałym. Prędkość stempla oraz smarowanie nie ma zasadniczego wpływu na wyniki przeprowa­ dzonej próby. Dużą zaletą próby jest to, że wartość wskaźnika Fukui prawie nie zależy od

311

13. Technologiczne metody badawcze

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 przed­ stawiony w Zaleceniach Instytutu Obróbki Plastycznej z Poznania pod numerem INOP-Z/20121-78 [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 (odle­ głość 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 walco­ wania. Próbkę wycięta w kierunku walcowania oznacza się symbolem „0", próbkę wyciętą pod kątem 45° do kierunku walcowania symbolem „45", zaś wyciętą prostopadle do kierunku wal­ cowania 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

1 1

1 2 <1 4 l 1

|

| b 'iZ5mm 0

!

L*20mcn^

Rys. 13.5. Sposób pomiaru szerokości i długości próbki w próbie Fukui Pomiar długości 1 i 1 wykonuje się tylko jednokrotnie wzdłuż trwale oznaczonej o próbki (rys. 13.5). Pomiar: b , b, 1 ,1 wykonywać z dokładnością nie mniejszą niż 0,01 mm; Prędkość rozciągania próbek powinna znaleźć się w przedziale 10-100 mm/min; 0

0

0

312 -

Własności technologiczne i użytkowe oraz jakość wyrobów po przeróbce plastycznej

Pomiar szerokości b i długości 1 dokonuje się na próbce rozciągniętej w granicach wydłu­ żenia 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 R + 2 R +R Q (13.4) p

0

45

9

gdzie: Rśr - średnia wartość współczynnika anizotropii normalnej, Ro - wartość współczynnika anizotropii normalnej dla próbki „0", R45 - wartość współczynnika anizotropii normalnej ^la próbki „45", R - wartość współczynnika anizotropii normalnej dla próbki „90". 90

13.6. Próba wielokrotnego przeginania blach i taśm Próba wielokrotnego przegina­ nia blach i taśm o grubości poniżej 3 mm, służy do oceny przydatności tych materiałów do dalszych od­ kształceń plastycznych. Próba jest przedmiotem normy PN-90/H-04407 równoważnej z normą ISO 77991985 [79]. Próba polega na odkształcaniu plastycznym w temperaturze otocze­ nia (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 rol­ kach lub szczękach oporowych o określonym promieniu r (rys. 13.7).

bo/b

Rys. 13.6.

Nomogram do obliczeń wartości współczynnika anizotropii normalnej R [138]

313

13. Technologiczne metody badawcze

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 mecha­ nicznej). 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,

Rys. 13.7.

Schemat urządzenia do próby wielokrotnego przeginania blach i taśm [79]

Tabela 13.4. Dobór parametrów urządzenia do próby wielokrotnego przeginania I

-

-

Grubość próbki a mm do 0,3 0,3 - 0,5 0,5-1,0 1,0-1,5 1,5-3,0

Podstawowe wymiary konstrukcyjne urządzenia do próby przeginania h r y mm mm mm 1,5 ± 0 , 1 5,0 ± 0,5 1,0 ± 0 , 1 1,5 ± 0 , 1 2,5 ± 0 , 1 10,0 ± 0 , 5 3,0 ± 0 , 2 5,0 ± 0 , 1 15,0 ± 0 , 5 20 ± 1 , 0 3,0 ± 0,2 7,5 ± 0,2 3,0 ± 0 , 2 25 ± 1 , 0 10,0 ± 0 , 2

osie wzdłużne rolek lub szczek oporowych powinny być do siebie równoległe i prostopa­ dłe 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 rozciąga­ nie metalu, z którego wykonana jest próbka, czyli a,<0,02R

m

gdzie: di - naprężenie, którym naprężono próbkę,

(13.5)

314

Własności technologiczne i użytkowe oraz jakość wyrobów po przeróbce plastycznej

R - 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 za­ tem 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 N . Drugie przegięcie W zależności od wymagań, warunków Pierwsze przegięcie zamówienia i kontraktu próbę należy prze­ prowadzać: do momentu osiągnięcia wymaganej liczby przegiąć - N , OlO do osiągnięcia liczby przegięć, odpo­ wiadającej pojawieniu się^pierwszego Rys. 13.8. Miara przegięcia w próbie wielokrotne­ go przeginania blach i taśm [79] pęknięcia - N , do uzyskania liczby przegięć - N , przy której nastąpiło całkowite złama­ nie próbki. Przegięcie ostatnie, które spowodowało pęknięcie lub złamanie próbki nie wlicza się do liczby przegięć N . (Przykład: pęknięcie wystąpiło podczas 24 przegięcia; wynik próby N = 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 bada­ nej blachy czy taśmy. m

-

b

bn

bp

bz

b

bp

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 urzą­ dzeniu 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-

13. Technologiczne metody badawcze

315

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 pro­ cesach 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]

316

Własności technologiczne i użytkowe oraz jakość wyrobów po przeróbce plastycznej

Z rysunku 13.10 widać, że przedmiot będzie miał żądany promień krzywizny p', czy żą­ dany 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 przeciw­ stawny: 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 sto­ sunku p/g. Zwiększa się on także przy zwiększaniu się kąta zagięcia a, natomiast ze wzro­ stem szerokości blachy b (a właściwie względnej szerokości b/g) kąt sprężynowania P nie­ znacznie 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. Za­ zwyczaj podczas gięcia wzrasta nieco ramię gięcia; 2) Czynniki zależne od materiału. Kąt sprężynowania P wzrasta ze wzrostem granicy pla­ styczności R . Jest to zrozumiałe, gdyż materiał twardszy stawia większy opór odkształce­ niu i wzrastają w nim naprężenia wewnętrzne. Ze zwiększeniem wartości stosunku R /R (granicy plastyczności od granicy wytrzymałości) kąt sprężynowania P maleje. Zmiany wartości R i R spowodowane anizotropią własności mechanicznych są stosunkowo nie­ wielkie. 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 walcowa­ na na gorąco (w stanie surowym); 3) Czynniki technologiczne. Prędkość gięcia wpływa na naprężenie uplastyczniające. Zwięk­ szenie prędkości odkształcenia powoduje zwiększenie oporu odkształcenia, a więc podnosi się granica plastyczności. Dlatego ze wzrostem prędkości zaginania wzrasta kąt sprężyno­ wania. W zakresie prędkości tradycyjnych maszyn gnących wzrost ten jest niewielki. Wy­ trzymywanie zagiętej blachy pod obciążeniem powoduje zmniejszenie kąta p. Wzrost tem­ peratury 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 rozciąga­ jących sił zewnętrznych. Przy zaginaniu z jednoczesnym rozciąganiem blachy kąt sprężye

e

e

m

m

317

13. Technologiczne metody badawcze

nowania maleje ze wzrostem naprężenia rozciągającego 07. Jednak po przekroczeniu przez a granicy plastyczności R dalszy wzrost naprężenia rozciągającego nie powoduje już zmniejszenia kąta sprężystego powrotu p. r

e

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, osią­ gnie wartość podaną w uzgodnieniach odbiorowych lub podaną w odpowied­ nich normach wyrobu (rys. 13.12b), do momentu styku powierzchni we­ wnętrznych, przy czym długość odcin­ ka styku musi być co najmniej równy połowie szerokości wewnętrznej b spłaszczonej próbki (rys. 13.12c).

a)

b)

///A??/////

///////)///////

c) //////////////// //////.

Rys. 13.12.

vr///

Schemat (a) i symbole (b i c) stoso­ wane 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.

318

Własności technologiczne i użytkowe oraz jakość wyrobów po przeróbce plastycznej

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 jednokierunkowe­ go 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 przeprowadza­ nia niniejszej próby.

Zacisk

Rys. 13.13. Oznaczenia stosowane w próbie Warunki próby jednokierunkowego skręcania Aby próba była zgodna z wymogami drutu [86] 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 F , czyli F<0,02F (13.9) m

m

-

-

prędkość skręcania powinna być stała podczas przeprowadzania próby, jej wartość zależy od średnicy drutu oraz gatunku materiału z jakiego został wykonany, prędkość prowadze­ nia 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.

13. Technologiczne metody badawcze

319

Tabela 13.5. Wymagana odległość miedzy uchwytami Średnica drutu d lub wymiar charakterystyczny mm 0.3
1

5.0
Odległość miedzy uchwytami L dopuszczalna za specjalną zgodą wymagana mm mm 200 d 100 d 50 d 50 d 30 d

Tabela 13.6. Zależność prędkości skręcania drutu od jego średnicy dla wybranych gatunków materiału 1

1

Maksymalna prędkość sknjcania, ilość/sek. miedź i jej stopy aluminium i jego stopy stal 5 3 2 1,5 1 1 1

Średnica d lub wymiar charakterystyczny D, mm d< 1 1
0,5

0,5

5,0
Miara i wynik próby Miarą próby jest liczba skręceń - N . Jedno skręcenie to skręt drutu wokół jego osi o kąt 360°. Wynik próby to ilość skręceń: do momentu osiągnięcia wymaganej liczby skręceń - N , do wystąpienia zerwania - N . s

sn

sz

13.10.

Próba dwukierunkowego przeginania drutu

Próba dwukierunkowego przeginania wyznacza odporność drutu na odkształce­ nia plastyczne, w czasie prowadzenia pró­ by. Zakres średnic lub grubości drutu, stosowanego w powyższej próbie: 0,3-10,0 mm (włącznie). Próba jest przedmiotem normy PNISO 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 prób­ ki, 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

1.5 < d ( a ) < 2 . 0 2.0
Promień walka zginającego r mm 1.25 ± 0 . 0 5 1.75 ± 0 . 0 5 2.50 ± 0 . 1 3.75 ± 0 . 1 5.00 ± 0 . 1 7.50 ± 0 . 1 10.00 ± 0 . 1 15.00 ± 0 . 1 20.00 ± 0 . 1 25.00 ± 0 . 1

Odległość h mm 15 15 LA

Średnica nominalna ub grubość drutu d (a) mm 0.3 < d (a) < 0.5 0.5 < d (a) < 0.7 0 . 7 < d ( a ) < 1.0 1 . 0 < d ( a ) < 1.5

20 20 25 35 50 75 100

Średnica otworu prowadnicy d mm 2.0 2.0 2.0 2.0 2.0 i 2.5 2.5 i 3.5 3.5 i 4.5 4.5 i 7.0 7.0 i 9.0 9.0 i 11.0 1 0

iposób prowadzenia próby Próbę przeprowadzać w temperaturze 10-35°C. Promień wałka zginającego r, odległość prowadnicy wałków h, średnicę otworu prowad­ nicy d należy dobrać w zależności od średnicy drutu d wg tabeli 13.7. Próbkę należy umieścić w jednym z otworów prowadnicy tak, jak przedstawiono na ry­ sunku 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 9 0 i jej powrót do pierwotnej pozycji. Suma­ ryczny kąt jednego przegięcia wynosi 180°. Drugie przegięcie Pierwsze przegięcie Nie należy przerywać próby pomiędzy przegięciami. Przeginanie powinno odbywać się ze stałą prędkością nie przekraczającą jednego przegięcia na sekundę. OiO i Aby zapewnić ciągły styk próbki z Schemat zadawania przegięć w próbie Rys. 13.15. wałkiem można stosować wstępne ob­ dwukierunkowego przeginania drutu ciążenie próbki. Wartość obciążenia F [87] nie może przekroczyć 2% wartości si­ ły odpowiadającej wytrzymałości F g

0

m

F<0,02F =0,02 — R = 0,0057iR d 4 gdzie: F - obciążenie wstępne, m

m

2

(13.10)

321

13. Technologiczne metody badawcze

F - nominalne obciążenie zrywające, d - średnica drutu, m

R ~ wytrzymałość na rozciąganie danego metalu. m

Miara i wynik próby Miarą próby jest liczba przegięć - N . W zależności od wymagań i warunków zamówię nia próbę należy prowadzić: do momentu osiągnięcia wymaganej liczby przegiąć - N , do osiągnięcia liczby przegiąć odpowiadającej pojawieniu się pierwszego pęknięcia - Nb , do uzyskania liczby przegięć - N , przy której nastąpiło całkowite złamanie próbki. Przegięcie ostatnie, które spowodowało pęknięcie lub złamanie próbki nie wlicza się d< liczby przegięć N . (Przykład: pęknięcie wystąpiło podczas 24 przegięcia; wynik próby wynie sieN =23). b

bn

p

bz

b

bp

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 d = 3,2 mm i długości 1 40 mm pokrytą powłoką ochronną z cynku (Zn) (rys. 13.16).. Q

/

Rys.

i H—h*~~ 2

Dopuszczalne kształty zakończenia zawleczek

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

322

Własności technologiczne i użytkowe oraz jakość wyrobów po przeróbce plastycznej

Proces realizujemy w wielostopniowej ciągarce w pięciu ciągach, przy dwóch międzyoperacyjnych obróbkach cieplnych wg schematu ł 5,5 . - > ł 4,4 -> 4 3,8* -> 4 3,0 - § 2,5* —» § 2,35 mm *miejsce obróbki cieplnej Następnie drut poddajemy walcowaniu na •1,45 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 -2,85cięcia i tłoczenia Wafios VDUB-20. Wsadem jest drut profilowy, a proces przebiega wg schematu Rys. 13.17. Wymiary drutu profilowego [76] 2,85 x 1,45 mm -> zawleczka 3,2 x 40 mm Zgodnie z wymogami normy PN-76/M-82001 nasza zawleczka posiada oznaczenie 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. Do­ puszczalne są: niewielkie ślady wgnieceń od narzędzi, rysy wzdłużne o głębokości nie przekraczającej podanej wartości dla odpowiedniej średni­ cy zawleczki: przy d = 2 mm - 5 jam, a przy d = 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 prze­ gięcie. 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/H04605. 0

0

323

13. Technologiczne metody badawcze

Tabela 13.8. Tolerancje wymiarowe zawleczek Średnica trzpienia d, mm

Średnica umowna zawleczki d , mm

min. 0,4 0,6 0,8 0,9 1,3 1,7 2,1 2,7 3,5 4,4 5,7 7,3 9,3 12,1 15,1 19

0

1

0,6 0,8 1,0 1,2 1,6 2,0 2,5 3,2 4,0 5,0 6,3 8 10 13 16 20

max. 0,5 0,7 0,9 1,1 1,4 1,8 2,3 2,9 3,7 4,6 5,9 7,5 9,5 12,4 15,4 19,3

Średnica łba D, mm min. 0,9 1,2 1,6 1,7 2,4 3,2 4,0 5,1 6,5 8 10,3 13,1 16,6 21,7 27 33,8

max. 1 1,4 1,8 2 2,8 3,6 4,6 5,8 7,4 9,2 11,8 15 19 24,8 30,8 38,6

Długości technologiczne li, mm 1 , mm min. max. 2 0,8 1,6 2,4 0,8 1,6 3 0,8 1,6 3 2,5 1,3 3,2 2,5 1,3 4 2,5 1,3 5 2,5 1,3 6,4 3,2 1,6 8 2 4 10 2 4 12,6 2 4 16 2 4 20 3,2 6,3 26 3,2 6,3 32 3,2 6,3 40 3,2 ' 6,3 2

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 Średnica zawleczki Promień szczęk d , mm R, mm <2 0,5 2+ 5 0,8 >5 1,2 0

Wynik próby Minimalna dopuszczalna liczba przegięć 3 3 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 techno­ logicznych do określania własności mechanicznych i jakości wyrobów metalowych po przerób­ ce 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 hydrau­ liczne 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 teksto­ wych 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 do­ wolnych 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

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" 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. 1

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. 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 - impulsator 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

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: M = 150 Nm. s

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 sprzę­ gła wielopłytkowe włączane elektromagnetycznie oraz hamulec elektromagnetyczny zabudo­ wany 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 skrę­ cającego, siły osiowej lub zmian wymiarów próbki podczas odkształcenia, impulsator do po­ miaru ilości wykonywanych skręceń oraz zespół do programowania i rejestracji procesu od­ kształcenia. Moment skręcający wywierany jest na próbkę przy pomocy dwóch uchwytów: obrotowego i stałego (rys. 14.1). Uchwyt obrotowy połączony jest poprzez sprzęgło z przekład­ nią 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

330

Baza laboratoryjna wraz z oprzyrządowaniem pomiarowo-obliczeniowym

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 plastometrycznych [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 koor­ dynacyjnej, b) „VizPlast" - do obliczania rozkładów składowych tensorów odkształceń, prędko­ ści 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 moż­ liwość wyznaczenia rozkładów składowych tensorów odkształcenia i prędkości odkształcenia oraz intensywności odkształcenia we wszystkich procesach plastycznej przeróbki metali. Od­ kształcenia mogą być analizowane w różnych stanach odkształcenia (płaski, osiowo - syme­ tryczny, przestrzenny), jednak pod warunkiem, że istnieje możliwość wykonania badań na wcześniej dzielonych próbkach z naniesioną siatką koordynacyjną na przekrojach. Wygenero­ wane 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 (Knoopa); 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 pomia­ rów w postaci zbiorów tekstowych lub w postaci graficznej. Pomiary własności technologicznych wyrobów gotowych dokonywane są również w za­ kresie 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, pro­ wadząc swoje badania laboratoryjne i prace badawcze, korzystają z kilku stanowisk badaw­ czych, modernizowanych i doposażonych w miarą realizacji kolejnych prac naukowobadawczych 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 tyry­ storowy 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 =100 kW; n = 1040obr./min.); na gorąco - wyrobów rurowych na stanowisku walcarki skośnej § 200 mm, według warian­ tu dziurowania pełnych kęsów § (55+65) mm, lub wydłużania grubościennych tulei ruro­ wych § (50+60) mm ze stali na rury, na trzpieniach cylindrycznych (sterowanych i swo­ bodnych) 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 sylito­ wych pieców komorowych. Stanowisko to posiada pełny układ pomiarowy do mierzenia parametrów technologicz­ nych realizowanych procesów walcowania. Zasilane jest z sieci trójfazowej 380/220V 50 Hz przez wprowadzenie sygnału na tyrysto­ rowy 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 sterująco-regulującego w obudowie w kształcie szafy zasilającej, prądniczki tachometrycznej, silnika bocznikowego prądu stałego.

-

s

s

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 wal­ carki 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; W W - 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 zabudowa­ no 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-

334

Baza laboratoryjna wraz z oprzyrządowaniem pomiarowo-obliczeniowym

miaru: sił nacisku (15, 16) i momentów obrotowych (12, 13) oraz mechaniczny (19), a jej charak­ terystyka jest następująca: złożenie walców roboczych dwuwalcowe, średnica walca roboczego, max. 320 mm, długość beczki walca 162 mm, łożyska walców ślizgowe, tworzywo półpanewek brąz, prędkość obrotowa walców (Odo 1,7) s" , nastawa walców górnym walcem, nastawianie szczeliny walców, 1 mm/obr., hmax b = 30 > mm, wymiary próbek 30x70 max. 160 kN, siła nacisku na czop walca max. 20 kNm. moment obrotowy na łączniku Dla wprowadzenia i odbioru walcowanych próbek zabudowuje się z obu stron walcarki prowadnice, dostosowane do typu kalibrowania walców roboczych. 1

x

max

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 sprzę­ gła w linii walcarki skośnej. Dalsze przenoszenie obrotów zachodzi przez: czterostopniową prze­ kładnię kątową (4), klatkę walców zębatych (5), napędzającą dwa boczne walce robocze, zabu­ dowane w klatce walcarki skośnej, przekładnię dodatkową (6), napędzającą górne narzędzie ro­ bocze (7 - typu: prowadnica tarczowa górna, prowadnica stała lub rolka obrotowa, walec robo­ czy). Walcarka skośna umożliwia zastosowanie różnych typów kalibrowania walców roboczych, złożeń walców (układ dwu- lub trójwalcowy), narzędzi prowadzących (w układzie dwuwalcowym: prowadnica tarczowa, prowadnica stała lub rolka obrotowa, a w układzie trójwalcowym: walec roboczy), a zatem umożliwia modelowanie stanowisk laboratoryjnej walcarki, np. dwuwal­ cowej Stiefla i Mannesmanna, trójwalcowej Assela, lub walcarki Dieschera (w której napęd tar­ czy dolnej zachodzi przez przekładnię-przystawkę - 8). Kształtowanie otworu wewnętrznego w dziurowanym kęsie następuje na zespolonej główce dziurującej, umieszczonej na trzpieniu, obra­ cającym 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, d = 50+70 mm, b - stopowa i wysokostopowa, d = 50+60 mm, k

k

15. Baza laboratoryjna w zakresie technologicznych procesów przeróbki plastycznej

-

335

długość kęsów max. 180 mm, temperatura nagrzewu max. 1250°C, średnica główek dziurujących, d = 22+54 mm, gniot w przewężeniu walców 5 = 10+30 %, kąt zukosowania walców (3 = 6+15 stopni, kąt rozwalcowania 8 = 0+7 stopni, współczynnik owalizacj i % = 1,0+1,15, stosunek prędkości obwodowej prowadnicy tarczowej do prędkości osiowej walcowanej tulei, V p / v , zmieniany skokowo w zakresie 1,2+3,0 poprzez dobór odpowiednich przełożeń kół zębatych przekładni czołowych, średnica walca roboczego max. D = 220 mm, długość beczki walca roboczego L = 260mm, średnica prowadnicy tarczowej max. D = 280 mm, prędkość obrotowa walca max. n = 0+1,4 s" . 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. g

P

c

t0

-

w

b

p

1

w

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 tarczo­ wych Dieschera; - technologia nagrzewania - oporowy piec grzewczy umożliwia realizację dogodnej techno­ logii nagrzewu (temperatura, czas i sposób nagrzewu) prętów i grubościennych tulei ruro­ wych 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 d , narzucanego przez gniot 8 , gdzie d = 2 r = 2 r ( l - 8 ) , c

c

•

c

k

C

c

odstępu między prowadnicami tarczowymi d , narzucanego przez współczynnik owalizacji przekroju poprzecznego pasma %, gdy wymiar ten jest obliczany wzorem: d =2r ą =2r (l-5 )ą ; p

c

p

-

c

c

k

c

c

zespól mocowania główki dziurującej - pozwala na dowolne jej usytuowanie w strefie od­ kształcenia, przyjmując zmienną średnicę, narzucającą odpowiedni stopień przerobu pla-

336

-

Baza laboratoryjna wraz z oprzyrządowaniem pomiarowo-obliczeniowym

stycznego na gorąco; najczęściej realizowany jest przypadek swobodnego obrotu drążka wraz z główką dziurującą (można go również napędzać, lub hamować); można także prowa­ dzić proces tzw. wtórnego wydłużania grubościennych tulei rurowych na trzpieniu sferycz­ nym, 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 od­ powiedni stopień przerobu plastycznego na gorąco; najczęściej realizowane są przypadki ru­ chu 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 stero­ wany 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 termoelementem PtRh-Pt. 15.2. Laboratoryjna walcarka kwarto Laboratoryjny zespół walcowniczy nr 2 (schemat kinematyczny walcarki kwarto poka­ zano 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 Głu­ chych, 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 prędko­ ści: 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.

15. Baza laboratoryjna w zakresie technologicznych procesów przeróbki plastycznej

337

-

do rejestracji istotnych parametrów danej technologii stosuje się czujniki tensometryczne firmy Hóttinger, Niemcy, oraz oprogramowanie, umożliwiające pomiar i rejestrację para­ metrów 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 kla­ sycznego, 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 si­ łowych i kinematycznych. Uniwersalne maszyny wytrzymałościowe (zrywarki) - po wyposażeniu ich w specjali­ styczne 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 hydrau­ licznego 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 F określa się jako F = pS = 0,25p7id , gdzie S jest polem powierzchni tłoka 2

n

n

t

t

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.

338

Baza laboratoryjna wraz z oprzyrządowaniem pomiarowo-obliczeniowym

4

I 1 2

12

i

M

I 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 nastaw­ ne, prowadnice napędu mechanicznego, 6 - silnik napędowy mechanizmu śrubowego, 7 - re­ duktor, 8 - przekładnia łańcuchowa, 9 - silnik i pompa napędu hydraulicznego prasy o zmien­ nej wydajności, 10 - regulator, zawór bezpieczeństwa, 11 - rozdzielacz 4/3, blok zaworów, 12 - zawór przelewowy, 13 - przepływomierz z regulacją, zawór dławiący, 14 - miernik ci­ śnienia i siły nacisku 15.4. Laboratorium niekonwencjonalnych technologii kształtowania metali Znajduje się tutaj baza doświadczalna (6 stanowisk) dla specjalistycznego oprzyrządowa­ nia 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,

339

15. Baza laboratoryjna w zakresie technologicznych procesów przeróbki plastycznej

-

-

-

• 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 izotermicznych przez prasowanie, kucie i wyciskanie proszków metali, spieków i kompozytów meta­ licznych, 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, walcówki i rur według różnych wariantów technologicznych, kompletnie zmodernizowana wg projektu Wydz. Metalurgicznego w 1978 r., z możliwością ciągłej regulacji prędkości, za­ dawanej poprzez tyrystorowy układ napędowy typu TUN-110/M3/141/K, a wykonywanej drogą płynnej regulacji prędkości obrotowej silnika prądu stałego typ DP-72 (N = 67 kW; n = 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 = 200 mm, uzyskać prędkość ciągnienia v 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 zwijar­ kę 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. s

s

b

cmax

340

Baza laboratoryjna wraz z oprzyrządowaniem pomiarowo-obliczeniowym

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 cią­ gnącego, 9 - czujnik siły, 10 - głowica narzędziowa, uchwyt ciągadła i smarownicy, 11 - bel­ ka rozłączająca zaczep wózka ciągnącego, 12 - przekładnia łańcuchowa z łańcuchem sworz­ niowym, 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 na­ pędowy prądu stałego, 2 - sprzę­ gło, 3 - przekładnia pasowa (re­ duktor), 4 - bęben ciągnący, 5 rolka pomocnicza do „zaciągania", 6 - tensometryczny czujnik do pomiaru momentu skręcającego na wale głównym, 7 - płyta pomia­ rowa z czujnikiem tensometrycznym do pomiaru siły ciągnienia, 8 - głowica z ciągadłem i czujni­ kiem tensometrycznym do pomia­ ru siły nacisku metalu na ciągadło, 9 - płyta pomiarowa z czujnikiem tensometrycznym do pomiaru siły przeciwciągu, 10 - głowica z rol­ kami prowadzącymi lub prostują­ cymi, 11 - rolka pośrednia z ha­ mulcem do wywierania przeciw­ ciągu, 12 - uchwyt do montażu ciągadła przy „zaciąganiu" drutu po jego uprzednim zaostrzeniu, 13 - aparatura kontrolno-pomiarowa

15. Baza laboratoryjna w zakresie technologicznych procesów przeróbki plastycznej

341

15.6. Laboratorium tłocznictwa Technologie procesów tłoczenia modelowane są na indywidualnych stanowiskach, zabu­ dowanych 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 ci­ śnienia przy pomocy nowoczesnego stanowiska pomiarowego FSPT z przenośnym kompu­ terem i specjalistycznym oprogramowaniem; pras^ hydraulicznej 40 kN z możliwością montażu przyrządów do badania własności tłocz­ nych i sprężystych wyrobów płaskich i cylindrycznych.

Rys. 15.5. Laboratoryjne stanowisko badawcze do wytłaczania i przetłaczania oraz jego elementy skła­ dowe: A - prasa hydrauliczna ZD30; B - przyrząd wraz z tłocznikiem; C - siłownik hydrau­ liczny; D - miernik ciśnienia; E - czujnik przemieszczeń; F - czujnik siły; G - komputer wraz z oprogramowaniem

342

Baza laboratoryjna wraz z oprzyrządowaniem pomiarowo-obliczeniowym

Rys. 15.6. Laboratoryjny przyrząd do wytłaczania z dociskaczem hydraulicznym: 1 - stempel, 2 - pier­ ścień 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 gór­ ny, 11 - zewnętrzny pierścień dociskający membranę, 12 - tarcza membrany z komorą ciśnie­ niową, 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,

15. Baza laboratoryjna w zakresie technologicznych procesów przeróbki plastycznej

343

• 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 dociskaczem 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 sprężyno­ wym: 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

344

Baza laboratoryjna wraz z oprzyrządowaniem pomiarowo-obliczeniowym

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 od­ kształceń 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 pneumatycz­ nych. 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. WE

WNE AL

A R «

OBIEKT BADANY

Czujnik pomiarowy

Obszar urządzenia lub procesu przemysłowego

W E AU

Ć

a

WE AU

<ß-

WE AUp

BS "

PAP PAP

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 czujni­ ku pomiarowym - ARc w mQ, wywołane przez niewielkie odkształcenia w węźle mechaniczZ

345

16. Baza technik pomiarowych i obliczeniowych

nym tego procesu - AL w jum, które możemy zmierzyć jako zmienne napięcie prądu zasilające­ go ten czujnik - AU w mV, będące proporcjonalnymi do zmian sił nacisku - AF w kN, lub momentu skręcającego - AM w kNm. Impulsy te - po wzmocnieniu do wielkości zmiennego napięcia wyjściowego AU w mV, mierzalnego przez EU-W, zostają zarejestrowane jako dane mierzone przez dany czujnik tensometryczny. CZ

n

S

P

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 dyna­ micznym, 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, prowad­ nicę tarczową, kowadło lub matrycę, umieszczoną w bijaku młota lub suwaku prasy, ciągadło itp., lub na wewnętrzne narzędzie odkształcające: trzpień czy główkę dziurującą itp., dokony­ wany jest czujnikiem tensometrycznym (rys.16.2a), pracującym w układzie półmostka (drugi półmostek jest na wejściu do PAP). Szukamy zależności typu: a =£E F er S n

F

Z kolei wiemy, że wielkość odkształcenia wynosi 8 = Ctfa^CACsCiF

(16.2)

F

gdzie: Cj = —-

stała pomiaru uwzględniająca ustawienie mostka tensometrycznego, ustalana blo-

kiem skalowania BS (w PAP), poprzez skalowanie funkcji 8^ = f(a ), tj. odczyt wychylenia dla danego odkształcenia; 20 C =— stała pomiaru uwzględniająca rzeczywisty współczynnik czułości odkształceniowej s

2

k

rz

drutu tensometrycznego k = 1,5-^3,0, w stosunku do wartości standardowej k^ re

który wyskalo wana j est PAP;

and

=2,0, na

346

Baza laboratoryjna wraz z oprzyrządowaniem pomiarowo-obliczeniowym

C =

- stała pomiaru uwzględniająca odkształcenia prostopadłe do kierunku działania

3

1 +v siłyF ;* a? - wychylenie rejestratora w BS przy skalowaniu czujnika siły nacisku. Wobec tego całkowita siła nacisku, mierzona tym czujnikiem tensometrycznym, spełnia zależność n

F = a S = 8 ES = - ^ ° ESa a k l+v 2 ?

n

n

s

(16.5)

1

F

F

rz

Wobec tego wielkość mierzonej siły nacisku wynosi F =C a

(16.6)

F

n

e

F

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 ; a ; k . s

a)

s

rz

b) Fn(a ) n

|

Rys. 16.2. Schemat czujników tensometrycznych i sposobu rejestracji przy pomiarach: siły nacisku meta­ lu na narzędzie odkształcające (a) i momentu obrotowego na łączniku napędzającym to narzę­ dzie (b)

347

16. Baza technik pomiarowych i obliczeniowych

16.13.

Pomiar momentu skręcającego na łączniku

Pomiar momentu skręcającego na łączniku - przekazującym moment obrotowy na narzę­ dzie 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 zasi­ lającego tensometry odbywa się w czasie obrotu łącznika przez zmienny opór na stykach strun ślizgowych, obracających się po pierścieniach ślizgowych. W tych warunkach sygnał zakłóce­ niowy 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 =W S

t

s

= ^ - | - 8

(16.7)

m

16 l + v Z kolei wiemy, że wielkość odkształcenia wynosi w tym przypadku £

=

M

C

a

eM M

=

C

l

C

2

C

3

a

6

8

O ' )

M

gdzie: stała pomiaru uwzględniająca ustawienie mostka tensometrycznego, ustalana blo-

Cj = —

kiem skalowania BS (w PAP), poprzez skalowanie funkcji e = f(a ), tj. odczyt wychylenia dla danego odkształcenia; 20 C = —stała pomiaru uwzględniająca rzeczywisty współczynnik czułości odkształceniowej s

s

2

k

rz

drutu tensometrycznego k^ = 1,5-^-3,0 w stosunku do wartości standardowej k^

and

=2,0, na

który wy skalo wana j est PAP; \ C =

- stała pomiaru uwzględniająca odkształcenia poprzeczne do kierunku działania mo­

3

mentu M ; <*m ~ wychylenie rejestratora w BS przy skalowaniu czujnika momentu obrotowego. Wobec tego wielkość mierzonego momentu skręcającego wynosi M =C a s

M

s

£

M

(16.9)

Przedstawiony sposób określania stałej pomiaru C^ jest także metodą pośrednią (obli­ 1

czeniową), opierającą się na znajomości: parametrów mechanicznych konstrukcji czujnika: d;E;v; parametrów elektrycznych aparatury pomiarowej: 8 ;a ;k . s

s

rz

16.1.4. Oscyłogramy z pomiarów laboratoryjnych Określenie stałych pomiarowych poszczególnych torów czujnika tensometrycznego naj­ częściej dokonywane jest w oparciu o skalowanie doświadczalne - przy danym wzmocnieniu

348

Baza laboratoryjna wraz z oprzyrządowaniem pomiarowo-obliczeniowym

skalującym W , czyli metodą bezpośrednią. Jest to konieczne z uwagi na dokładność pomiaru pomimo, że metoda pośrednia daje błąd rzędu do 4% (co jest pomijalnie małe). skaI

Skalowanie toru pomiarowego Sposób ten polega na obciążaniu czujnika tensometrycznego stałą siłą F lub momentem skręcającym M i odczytaniu na wskaźniku wychyleń a, odpowiadających im - przy stałym wzmocnieniu sygnału pomiarowego. Uzyskuje się w ten sposób charakterystykę danego czujni­ ka tensometrycznego (rys. 16.3a). a) b) n

s

stała czujnika siły C = tg a [kN/dz] F

M ,kNm s

"FW [mm/dz] W skal stała czujnika momentu skręcającego C' = t g P [kNm/dz]

stała rejestracji C F„,kN

rF

=

M

stała rejestracji C =—[mm/dz] * a,dz " " W Rys. 16.3. Charakterystyka czujników tensometrycznych (a) i zależności analityczne (b) do obliczania stałych pomiarowych i rejestracji r M

s

F

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 wynosi: pom

=

F

C^ W

p o m

" c w ' c w skal

rF

M

TM

pom

w

(16.10)

s

Sposoby planowania badań doświadczalnych i opracowania wyników tych badań omó­ wiono w pracy [20]. Opis układu pomiarowego W układzie pomiarowym, zainstalowanym w układzie mechanicznym np. walcarki sko­ śnej (rys. 15.1), wyróżniamy następujące czujniki:

349

16. Baza technik pomiarowych i obliczeniowych

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 robo­ czych i zespole napędzającym prowadnice tarczowe - podczas walcowania dziurującego, czujniki' mechaniczne o impul­ ' a) sie elektrycznym do pomiaru F. kN M. kNm 120 i prędkości obrotowej walca ro­ Fp FI boczego i główki dziurującej. 100 — FI W układzie pomiarowym, za­ Ft Ffl 80 instalowanym w układzie mecha­ Ml nicznym np. walcarki kwarto do­ Mw 60 3 chodzą dodatkowo: czujniki mostkowe, zabudowa­ 40 Fł V~ ne na łącznikach napędowych NT/V~— 20 rozwijarki i zwijarki, które 4/ FQ poprzez pomiar momentów skręcających pozwalają ocenić t, 8 ich wielkość podczas walco­ b) wania taśm z naciągami. Rozwiązania konstrukcyjne czujników pomiarowych, zabudo­ wanych w plastometrze skrętnym, pokazano na rysunku 14.2. 1

I

Odczyt zarejestrowanych wielkości Wszystkie sygnały elektrycz­ ne są skierowane przez podstawo­ wą aparaturę przetwarzającą - PAP i rejestrowane w sposób ciągły wielokanałowym oscylografem pętlicowym - R, pracującym z zapisem bezpośrednim, lub kom-

T U" IMMHMU \

-J

IW 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

350

Baza laboratoryjna wraz z oprzyrządowaniem pomiarowo-obliczeniowym

puterem, pozwalającym na matematyczną obróbkę, zarejestrowanych przebiegów mierzonych parametrów. W trakcie walcowania rejestrujemy siły nacisku metalu na: walec roboczy F , główkę dziurującą F i prowadnicę tarczową F oraz moment skręcający na łączniku walca M . Z zare­ jestrowanych oscylogramów (rys. 16.4) odczytujemy średnie wychylenia X przy pomiarze danego parametru. Bezwzględne ich wielkości można obliczyć, znając stałe pomiarowe C danego toru po­ miarowego (uwzględniające stałe czujnika tensometrycznego i stałe rejestracji), wzorami, ze­ stawiając je w tabeli 16.1: - parametry energo-siłowe: F =x C , (16.11) p

g

w

t

F w

ow

F w

Fg Fg>

(16.12)

Fp= FpCFp>

(16.13)

^ow

(16.14)

F

g

= X

C

x

-

=

X

Mw^Mw

parametry prędkościowe: 6 Q v

nu = n

a

p rzw n

=-

60v

(16.15) r A

(16.16)

rzg

Tabela 16.1. Parametry siłowe zmierzone aparaturą tensometryczną podczas walcowania dziurującego pełnych kęsów w walcarce skośnej Lp.

C

kN/mm F mm kN FW

Xp

w

w

C kN/mm x Pg kN mm FC

Fe

C kN/mm F mm kN Fd

D

C

Nm/mm M mm Nm

v mm/s D

M W

ow

mm

frrzw/g

obr.

| n /n | obr./min. w

e

1 2 3 4 5 6

16.2. Baza do obliczeń komputerowych w zakresie modelowania technologicznych proce­ sów przeróbki plastycznej 16.2.1. Laboratoria komputerowe Zakład Plastycznej Przeróbki Metali korzysta zarówno z ogólnodostępnej bazy wydziało­ wej czy uczelnianej, jak również z własnych rozwiązań z tego zakresu.

16. Baza technik pomiarowych i obliczeniowych

351

Wydział posiada lokalną sieć komputerową (LAN), której głównym węzłem jest labora­ torium 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 proce­ sów 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: Auto­ CAD 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 programo­ wania, edytorów tekstu i narzędzi do korzystania z sieci, dostępne są programy graficzne, spe­ cjalistyczne 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 po­ zwala studentom opanować specjalistyczne oprogramowanie, pomocne przy wykonywaniu

352

Baza laboratoryjna wraz z oprzyrządowaniem pomiarowo-obliczeniowym

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, powstają­ cych 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 elemen­ tów o sześciu węzłach. Program umożliwia analizę procesów niestacjonarnych, nieizotermicznych, przy założeniu stałej objętości odkształcanego materiału, z uwzględnieniem mieszanych warunków granicznych (naprężeniowo-odkształceniowych) i możliwością odrywania odkształ­ canego materiału od narzędzia. Wbudowane są w nim procedury samogeneracji siatki elemen­ tów 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. Obli­ czenia plastycznego odkształcenia tym programem wykonuje się w oparciu o teorię plastyczne­ go płynięcia. Geometria narzędzi i wsadu może być zadana przy pomocy wbudowanego graficznego edytora lub importera z systemu CAD. Technologiczne własności materiału zadaje się krzywy­ mi oporu odkształcenia plastycznego w zależności od stopnia, prędkości i temperatury od­ kształcenia, a także własnościami technologicznymi. Maszyny stosowane w obliczeniach cha­ rakteryzuje się parametrami technologicznymi, jak np. liczbą obrotów wykorbienia na minutę, wysokością roboczego ruchu i nominalną siłą, zaś smary - współczynnikiem tarcia i przewod­ nictwa 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 kuźni­ czych: pras hydraulicznych, pras mechanicznych, Obliczenia zawierają pełny obraz odkształca­ nia metalu, a więc: temperaturę, pola prędkości, pola naprężeń, pola odkształceń, pola prędko­ ści 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 kształ­ tu 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-

16. Baza technik pomiarowych i obliczeniowych

353

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 pla­ stycznej przeróbki metali FORGE2, FORGE3 i epfep3, umożliwiające m.in. symulację ter­ momechaniczną procesów plastycznej przeróbki metali oraz optymalizację kształtu narzędzia. Stanowisko do symulacji komputerowej procesów kucia w oparciu o program CAPSFINEL (wersja 4.62): komputer IBM PC z oprogramowaniem, zakupiony ze środków Fundacji Polsko-Niemieckiej. Służy do symulacji metodą elementów skończonych procesów kucia swobodnego i ma­ trycowego 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 specjali­ stów 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 wykorzysta­ niem 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

354

Baza laboratoryjna wraz z oprzyrządowaniem pomiarowo-obliczeniowym

sprosta wymogom konkurencyjności. Dlatego proponowane są takie rozwiązania dla konstruk­ torów, 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 narzę­ dzi technologicznych jak np.: formy wtryskowe, odlewnicze, matryce kuźnicze, tłoczniki, wykrojniki i inne. Program nauczania pozwala w cyklu dwusemestralnym poznać ww. systemy w za­ kresie następujących zagadnień: Użytkownicy systemów CAD-CAM-CAE i ich prognozy rozwojowe. Zasady i kryteria projektowania przy wykorzystaniu systemów CAD-CAM-CAE - („rapid prototyping - rapid tooling"), ocena wizualna, funkcjonalna i rynkowa produktu, po­ przez wytworzenie jego prototypu. Zastosowanie oprogramowania graficznego CAD: AutoCAD, systemów MDT i Genius Desktop oraz oprogramowania wspomagającego wytwarzanie CAM-hyperMILL, do two­ rzenia grafiki i modeli dwu- i trójwymiarowych (2D, 3D). Prezentacja programów: zasady tworzenia szablonów, rysunek prototypowy, tryby lokalizacji obiektów i ich edycja, two­ rzenie 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, na­ rzędzia pracy w Internecie, procedury lokalizacji i grafiki precyzyjnej, identyfikacja obiek­ tów, filtry współrzędnych, zastosowanie wspomagających poleceń obliczeniowych AutoCAD-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 kon­ strukcyjne z wykorzystaniem MES. Generowane obiekty 3D z rozszerzeniem ...stl mogą być wykorzystywane jako modele narzędzi lub modele odkształcanych materiałów w procesie symulacji odkształceń i naprę­ żeń 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 Auto­ CAD, MDT 2.0 lub Genius Desktop. Przewiduje się również budowę złożonego obiektu prze­ strzennego (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 prób­ ki poddawane byłyby ściśle kontrolowanym zmianom temperatury z równoczesnym odkształ­ ceniem w warunkach zbliżonych do występujących w przemysłowych procesach obróbki cieplno-plastycznej wraz z dokładną rejestracją reakcji materiału na zastosowane obciążenia cieplnomechaniczne. Duże znaczenie w rozwoju metody symulacji fizycznej ma również stale rosnący zakres możliwości badawczych symulatorów. Wyraża się to m.in. ustawicznym dążeniem kon­ struktorów 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~ do 10 s" . 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, zakupione­ go przez Instytut Metalurgii Żelaza w Gliwicach, obejmujących symulację fizyczną procesów: ciągłego odlewania stali, obróbki cieplno-plastycznej. 4

3

1

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

356

Baza laboratoryjna wraz z oprzyrządowaniem pomiarowo-obliczeniowym

ny proces walcowania blach (ZOWB). Rozwiązanie najważniejszych problemów technologicz­ nych, związanych z nowo opracowywanymi technologiami, wiąże się z koniecznością określe­ nia 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 od­ kształcenia 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 przemy­ słowego. Część symulatorów stosowanych do tego celu w świecie, to unikalne urządzenia za­ projektowane 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 Gle­ eble 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 ze­ społów: 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.

17. Nowoczesna baza do symulacji fizycznej procesów wytwarzania i przetwarzania metali i stopów

357

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 symu­ lacja procesów przeróbki plastycznej. Konstrukcja tej jednostki zapewnia prowadzenie do­ świadczeń, w których utrzymywane są stałe prędkości odkształcenia w trakcie całego odkształ­ cenia, bez konieczności spowolnienia narzędzia w celu uzyskania wymaganej wartości od­ kształcenia. Z kolei funkcjami badawczymi uniwersalnej jednostki zamiennej są symulacje operacji spajania, ciągłego odlewania stali, badania plastyczności stali w podwyższonych tem­ peraturach, badania przemian fazowych, a także badania wpływu obciążeń cieplnomechanicznych 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 mia­ nowicie: symulację fizyczną procesów przemysłowych i badania mające na celu określenie charakterystyk materiałowych. Przebieg doświadczenia podczas symulacji fizycznej musi bar­ dzo 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 okre­ ślenie charakterystyk materiałowych, takich jak na przykład funkcji naprężenia uplastyczniają­ cego, wymagają przeprowadzenia doświadczeń z zachowaniem jednorodnego rozkładu tempe­ ratury w próbce, przy zminimalizowanym tarciu na styku narzędzia z próbką. Za pomocą symu­ latora Gleeble skomplikowane warunki doświadczenia realizowane są za pomocą różnego typu zespołów badawczych i układów pomiarowych.

358

Baza laboratoryjna wraz z oprzyrządowaniem pomiarowo-obliczeniowym

17.3. Symulacja ciągłego odlewania stali 17.3.1. Charakterystyka plastyczności stali Bardzo ważną dziedziną badań symulacyjnych jest sporządzanie charakterystyk plastycz­ ności, na podstawie których określana jest podatność stali do pękania w procesie ciągłego od­ lewania. 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 prosto­ wania [27]. Z drugiej strony, w miarę obniżania się temperatury, postępuje segregacja pierwiastków oraz zacho­ dzą przemiany fazowe i procesy wy­ dzieleniowe w stali, które silnie wpły­ wają na własności mechaniczne tego tworzywa. Jeśli stal nie wykazuje od­ powiedniej plastyczności w wysokich temperaturach, to istnieje bardzo duże prawdopodobieństwo zapoczątkowania procesu pękania na powierzchniach i krawędziach wlewka w kolejnych etapach procesu odlewania, a w szcze­ Pęknięcia czołowe Pęknięcia wewnętrze Pęknięcia czołowe gólności podczas prostowania, gdy Rys. 17.2. Schemat krytycznych etapów procesu ciągłe­ powierzchnia i krawędzie są znacznie go odlewania (A-D), podczas których istnieje wychłodzone. Pęknięcia, które powsta­ duże prawdopodobieństwo inicjowania pęk­ ją podczas odlewania mogą nie zostać nięć, które mogą rozwijać się podczas walco­ zgrzane w procesie walcowania, co wania (E) w warunkach silnych naprężeń roz­ powoduje istotne obniżenie jakości ciągających wyrobu końcowego, a niekiedy nawet może dać podstawę do jego wybrakowania. Znajomość własności mechanicznych stali w wy­ sokich temperaturach, a w szczególności przedziałów obniżonej plastyczności, pozwala efek­ tywnie 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 proce­ sie ciągłego odlewania. Cel ten można zrealizować przeprowadzając jeden z trzech typów do­ świadczeń 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

17. Nowoczesna baza do symulacji fizycznej procesów wytwarzania i przetwarzania metali i stopów

359

próbki do temperatury nieznacznie wyższej od temperatury likwidus, przy której następuje miejscowe przetopienie tego obszaru (rys. 17.4), schłodzenie z prędkością odpowiadającą pręd­ kości 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 zgrza­ nej do powierzchni próbki. Przed doświadczeniem spoina zostaje pokryta specjalnym cemen­ tem odpornym na działanie wysokich temperatur, co zabezpiecza przed odczepieniem się termopar od powierzchni próbki. Obszar środkowy próbki, który zostaje przetopiony w trakcie doświadczenia zabezpieczony jest rurką kwarcową z wyciętym otworem wzdłużnym o szeroko­ ści 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 lo­ kalna 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 określe­ nia 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 zaleca­ ne jest stosowanie bardzo szybkiego na­ grzewania zapobiegającego ujednorodnieniu się składu chemicznego próbki. Badania symulacyjne są bardzo użyteczne w opty­ malizacji procesu ciągłego odlewania, gdyż pozwalają bardzo szybko uzyskać dane, na podstawie których możliwe jest dokonanie zmian warunków chłodzenia stali wykazujących dużą podatność do pękania.

R y s

1 7 4

rzoną strefą ciekłą podzas symulacji fizycznej procesu COS

P r 6 b k a

C

z

utw0

360

Baza laboratoryjna wraz z oprzyrządowaniem pomiarowo-obliczeniowym

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 nastę­ pujące 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 wytrzyma­ łość (> 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 ułam­ — P o d c z a s nagrzewania kiem objętościowym fazy stałej i stop­ - - Podczas chłodzenia niem segregacji pierwiastków. W pracy CD [134] sugeruje się na przykład, że para­ 'c CD metr TZW jest temperaturą w przedziale •N Ts^T , przy której ułamek fazy stałej r CD podczas nagrzewania jest równy około fc! 0,75, zaś temperatura TZP jest temperatu­ CL rą, przy której ułamek ten równa się 0,99. Na tej podstawie można wnosić, że stal traci plastyczność w momencie, gdy pod­ czas nagrzewnia zaczynają pojawiać się w niej pierwsze obszary fazy ciekłej. Tem­ Temperatura peratura, przy której to następuje zależy Rys. 17.5. Definicja parametrów, charakteryzujących od średniego składu chemicznego stali, a podatność stali do pękania w procesie cią­ także od stopnia segregacji pierwiastków. głego odlewania. Oznaczenia na rysunku: Zgodnie z doświadczeniami producenta T - temperatura solidus; T - temperatura systemów Gleeble, DSI Inc., jeśli rozstęp likwidus; nie zaznaczono temperatury między TNW a TNP jest mniejszy od TNW, która leży nieco poniżej temperatu­ 20°C, to stal jest odporna na proces pęka­ ry TZW nia. L

s

L

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.

17. Nowoczesna baza do symulacji fizycznej procesów wytwarzania i przetwarzania metali i stopów

361

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 T - 100°C mieściła się w przedziale 20-^50°C/s, a następnie podczas dalszego nagrzewania wynosiła l°C/s. Pod­ czas 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 fotogra­ fia na rysunku 17.8. Jest to typowy przełom kruchy, gdyż próbka nie wykazuje własności pla­ stycznych w otoczeniu temperatury TZW. L

W;aian vnl»fcmpsratir;HBT, cfal 1SGGA, prtbha 2AK

CZAS, 5

Rys. 17.6.

Widok na układ pomiarowy do wyznaczania temperatury zerowej wytrzymałości stali

Rys. 17.7.

Przykład określenia temperatury TZW dla stali 18G2A

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

362

Baza laboratoryjna wraz z oprzyrządowaniem pomiarowo-obliczeniowym

Kolejnym etapem badań jest wyznaczenie temperatury zerowej plastyczności TZP. Bada­ nia 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 T 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 przewę­ żenia, stanowi temperaturę TZP. L

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 nastąpi­ ło zjawisko „przebicia"; w przypadku wystąpienia trudności doświadczalnych, temperaturę do której nagrzewa się próbkę można obniżyć o około 20°C;

17. Nowoczesna baza do symulacji fizycznej procesów wytwarzania i przetwarzania metali i stopów

-

363

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 T (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 T -5-T , 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 powin­ no 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 Metalur­ gicznych IMŻ, przedstawiono na rysunku 17.11, na podstawie którego można wyróżnić prze­ działy temperaturowe o bardzo niskiej plastyczności badanej stali: L

s

L

364

Baza laboratoryjna wraz z oprzyrządowaniem pomiarowo-obliczeniowym

1) w otoczeniu temperatury T - 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 izotermiczne powoduje wzrost własności plastycznych; wzrost kruchości w tym przedziale zwią­ zany 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 pla­ styczności stali w tym zakresie mają również procesy wydzieleniowe cząstek węglikoazotków. Znajomość zależności pla­ Stal 18G2A-próbki z wlewka COS styczności stali od temperatury, którą przedstawiono na rysunku 17.11, daje podstawę do opraco­ wania optymalnego schematu chłodzenia wlewka w procesie ciągłego odlewania, mającego na celu przeciwdziałanie powstawa­ niu pęknięć. Dla badanej stali 600 700 800 900 1000 1100 1200 1300 1400 1500 18G2A pęknięcia na pewno po­ Temperatura odkształcenia,°C wstaną w przypadku, gdy tempe­ Rys. 17.11. Zmiany plastyczności stali 18G2A w funkcji ratura powierzchni i krawędzi temperatury odkształcenia, określone na próbkach podczas prostowania wlewka chłodzonych ze stanu ciekłego do temperatury od­ wynosić będzie 1250+1080°C. kształcenia z prędkością 20°C/s Bowiem w przedziale tym prze­ wężenie spada do wartości poni­ żej 60%, co stanowi kryterium inicjowania pęknięć w procesie COS [122]. Chcąc uniknąć po­ wstawania 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 temperatu­ ry, prędkości odkształcenia i prędkości chłodzenia ujęta w formie wykresów nosi nazwę „mapy procesu". Na podstawie mapy procesu opracować można optymalną technologię procesu cią­ głego odlewania stali. Przykład takich badań można znaleźć w literaturze [54, 122]. L

17. Nowoczesna baza do symulacji fizycznej procesów wytwarzania i przetwarzania metali i stopów

365

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 prób­ ki, 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 pod­ kładki 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 osiowosymetrycznego za pomocą zespołu, opisanego na rysunku 17.12, prze­ prowadza się wprowadzając folię grafitową między powierzchnie podstaw próbki a przylegające po­ wierzchnie kowadła (próbka jest lekko dociśnięta kowadłami) oraz smarując te powierzchnie specjalną substancją na bazie niklu. Standardowy przebieg próby ściskania osiowosymetrycznego przedstawiono schematycznie na Rys. 17.12. Schematyczny wygląd układu stosowanego do r y u 17.13. W trakcie odkształodkształcenia próbek cylindrycznych w jednocenią zastosować można stałą prędkość odkształcenia lub prędkość stce Hydrawedge symulatora Gleeble 3800 s u n k

366

Baza laboratoryjna wraz z oprzyrządowaniem pomiarowo-obliczeniowym

narzędzia (stempla). Inne podejście - które coraz częściej stosowane jest w badaniach symula­ cyjnych - polega na przeprowadzeniu doświadczeń, podczas których prędkość odkształcenia lub prędkość narzędzia podlegają skokowym zmianom. Można również zaprogramować od­ kształcenia, w trakcie których parametry odkształcenia zmieniają się zgodnie z wprowadzonymi zależnościami funkcyjnymi. Tego typu doświadczenia stosowane są obecnie przy opracowywa­ niu zaawansowanych modeli zmian mikrostrukturalnych w procesach obróbki cieplnoplastycznej 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 od­ kształcenia. Równoczesna kontrola warto­ ści odkształcenia i prędkości odkształcenia możliwa jest poprzez zastosowanie dwu odrębnych systemów serwo-hydraulicznych działających na próbkę z obu stron. Podczas realizacji doświadczenia re­ jestrowane są zmiany temperatury próbki Czas (sygnał pochodzi z termopary zgrzanej do Rys. 17.13. Przebieg próby ściskania osiowosyme­ trycznego, która realizowana jest za po­ powierzchni bocznej próbki), wartość siły mocą układu przedstawionego na rysun­ działającej na próbkę oraz przemieszcze­ ku 17.12, obejmującej: 1 - nagrzewanie, nie narzędzia. Wartość siły i przemiesz­ 2 - wytrzymanie przed odkształceniem, czania narzędzia dają podstawę do obli­ 3 - odkształcenie, 4 - wytrzymanie po czenia chwilowego naprężenia uplastycz­ odkształceniu, 5 - chłodzenie do tempe­ niającego i odkształcenia. Maksymalna ratury otoczenia temperatura wygrzewania próbki przed odkształceniem plastycznym może wyno­ sić 1400°C, zaś maksymalna prędkość odkształcenia osiąga wielkość 300 s" . Nacisk (wywierany ciśnieniem), działający na powierzchnię podstawy próbki w próbie ściskania osiowosymetrycznego oblicza się za pomocą wzoru [55] 1

(

1+

md

3V3h

gdzie: g - naprężenie uplastyczniające, m - czynnik tarcia, d - chwilowa średnica próbki, h - chwilowa wysokość próbki. Ciśnienie działające na próbkę można oszacować z następującej zależności p

(17.1)

17. Nowoczesna baza do symulacji fizycznej procesów wytwarzania i przetwarzania metali i stopów

F

367

(17.2)

gdzie S jest średnią powierzchnią próbki liczoną jako stosunek objętości do chwilowej wyso­ kości próbki. Odkształcenie zastępcze w próbie ściskania osiowosymetrycznego liczone jest za pomocą następującego wzoru (17.3) gdzie: h jest początkową, h jest końcową wysokością próbki. Przy dużych prędkościach odkształcenia, powyżej około 5 s' , bardzo trudno jest utrzymać stałą temperaturę próbki. Przyrost temperatury, związany z wydzielaniem się ciepła generowa­ nego podczas odkształcenia plastycznego, może być obliczony za pomocą następującej zależ­ ności [55] 0

1

AT =

(17.4)

Cp P

gdzie: C - ciepło właściwe, p - gęstość materiału. Zależność (17.4) daje podstawę do przeprowadzenia korekty wartości naprężenia upla­ styczniającego ze względu na wzrost temperatury próbki. Korektę tę przeprowadza się wyzna­ czając zależność ln(a ) « l/T, gdzie a jest naprężeniem uplastyczniającym dla ustalonej warto­ ści 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 róż­ nym stanie wyjściowej struktury stali. Krzywe te można następnie opisać w sposób matema­ tyczny i w tej postaci noszą one nazwę funkcji naprężenia uplastyczniającego. Kształt krzywej naprężenie - odkształcenie zależy od proporcji między stopniem zaawan­ sowania 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 napręże­ nie - 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. p

e

e

368

Baza laboratoryjna wraz z oprzyrządowaniem pomiarowo-obliczeniowym ZIARNA PODLEGAJĄ WYDŁUŻENIU WZROST GĘSTOŚCI DYSLOKACJI POCZĄTEK TWORZENIA SIĘ PODZIARN ZANIK PIERWOTNYCH ZIARN REKRYSTALIZACJA DYNAMICZNA

ZIARNA PODLEGAJĄ WYDŁUŻENIU WZROST GĘSTOŚCI DYSLOKACJI! STAŁA GĘSTOŚĆ DYSLOKACJI TWORZĄ SIĘ PODZIAMA PODZIAMA: • RÓWNOOSIOWE • STAŁA ŚREDNIA WIELKOŚĆ STAŁY ŚREDNI KĄT DEZORIENTACJI GK

W PRZYBLIŻENIU RÓWNOOSIOWE O STAŁEJ ŚREDNIEJ WIELKOŚCI I NIEJEDNORODNEJ ^ STRUKTURZE DYSLOKACYJNEJ _ • £r\ ' ' ' ~

8 = CONST. T = CONST.

£ = CONST. T = CONST.

Odkształcenie logarytmiczne

Odkształcenie logarytmiczne

Rys. 17.14. Kształt krzywej naprężenie - od­ Rys. 17.15. kształcenie w przypadku, gdy w ma­ teriale ustala się równowaga między procesami umocnienia a procesami zdrowienia po przekroczeniu od­ kształcenia e

Kształt krzywej naprężenie - od­ kształcenie w przypadku, gdy w ma­ teriale zostaje zapoczątkowania re­ krystalizacja dynamiczna po przekro­ czeniu odkształcenia krytycznego e c

m

Struktura ta po przekroczeniu progowego odkształcenia s , którego wartość zależy od prędkości i temperatury odkształcenia, podlega przemianie do struktury komórkowej, charakte­ ryzującej 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 zapoczątkowa­ nia w materiale rekrystalizacji dynamicznej (rys. 17.15), po przekroczeniu tzw. odkształcenia krytycznego s . Możliwość tworzenia się zarodków rekrystalizacji wiąże się z małą ruchliwo­ ścią 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 ruchliwo­ ścią. Rekrystalizacja dynamiczna obejmuje swoim zasięgiem cały materiał po osiągnięciu od­ kształcenia s , zaś z jej przebiegiem wiąże się występowanie piku na krzywej naprężenie - od­ kształcenie przy odkształceniu s . Przy czym e = ae gdzie a jest parametrem mieszczącym się w przedziale 0,7^0,95. Wpływ temperatury i prędkości odkształcenia na przebieg zmian zachodzących w mikro­ strukturze odkształcanej próbki, a tym samym na zmiany naprężenia uplastyczniającego w funkcji odkształcenia, opisuje się zazwyczaj za pomocą jednego parametru, tzw. parametru Zener-Hollomona m

c

s

p

c

Pł

Z = ¿ expÍQdef^ RT J x

gdzie: 8 - prędkość odkształcenia, Q f - energia aktywacji procesu odkształcenia plastycznego, de

(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 , na postać krzy­ wej naprężenie - odkształcenie w przypadku, gdy w materiale zachodzi rekrystalizacja dyna­ miczna przedstawiono na rysunku 17.16. Odkształcenie krytyczne do zapoczątkowania rekry­ stalizacji dynamicznej opisać można za pomocą następującego równania [28] y

£ =AD Z p

c

(17.6)

q

y

gdzie: A, p, q są parametrami, które zależą od składu chemicznego stali. Mechanizm rekrystalizacji dynamicznej zależy od proporcji między początkową wielko­ ścią ziarna a wielkością uzyskiwaną w stanie ustalonym, po osiągnięciu odkształcenia 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 odkształ­ cenia, 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 materia­ łów w wysokich temperaturach jest opracowanie tzw. funkcji napręże­ nia uplastyczniającego. Funkcje te znajdują zastosowanie w oblicze­ niach sił i momentów sił walcowa­ nia, oraz w matematycznym mode­ lowaniu procesów cieplno-mechaniczno-strukturalnych, zachodzą­ cych w procesach obróbki cieplnoplastycznej [28]. Ogólnie stosowa­ ne obecnie postacie funkcji naprę­ żenia uplastyczniającego [24], Odkształcenie logarytmiczne opisano w rozdziale 4.5. Rys. 17.16. Wpływ warunków odkształcenia w kolejnych Doświadczenia uzyskane w cyklach odkształcenia, zdefiniowanych za po­ badaniach symulacyjnych proce­ mocą parametru Zener-Hollomona Z oraz wyj­ sów obróbki cieplno-plastycznej w ściowej wielkości ziarna austenitu D na postać Laboratorium Symulacji Procesów krzywej naprężenie - odkształcenie Metalurgicznych wskazują, że bardzo dobre wyniki w ilościowym opisie zależności naprężenia uplastyczniającego od tempe­ ratury, odkształcenia i prędkości odkształcenia można uzyskać stosując uogólnioną zależność Voce'a zaproponowaną przez Beynona i Sellarsa [3]: dla krzywej naprężenie - odkształcenie (rys. 17.13) s

Y

370

Baza laboratoryjna wraz z oprzyrządowaniem pomiarowo-obliczeniowym

°p =cr +G [l-exp(-Bs)] 0

(17.7)

n

s

dla krzywej naprężenie - odkształcenie (rys. 17.14) S

= a

o

+ a

s[ 1

e x

P(-

B £

)]

n

l-exp

8-8,

(17.8)

gdzie: a jest naprężeniem początkowym dla s = 0, zaś B, C, n, m są parametrami modelu. Przykład dopasowania równania 150 -i (wz.17.8) do wyznaczonej podczas ści­ T = 1100°C skania zależności naprężenia uplastycz­ niającego od odkształcenia przedstawio­ i =2sno na rysunku 17.17. Równania (17.7) i (17.8) ujmują zależności naprężenia od odkształcenia. Tymczasem dla uzyskania kompletnego opisu funkcji naprężenia uplastyczniają­ cego konieczne jest również uwzględ­ nienie zależności naprężenia uplastycz­ niającego od temperatury i prędkości 0.8 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 odkształcenia, którą dla przykładu ilu­ Odkształcenie logarytmiczne strują krzywe naprężenie - odkształcenie dla stali RB500W (wg PN ISO 6935-2), Rys. 17.17. Przykład dopasowania uogólnionej zależ­ przedstawione na rysunku 17.18. Zwią­ ności naprężenie - odkształcenie Voce'a do wyników doświadczalnych, określona zek taki można uzyskać posługując się dla stali RB500W następującą zależnością [28] 0

d

1

¿def

sinh(a a ) = E Z = E eexp k

(17.9)

g

V

R

T

gdzie: cr - naprężenie dla ustalonej wartości odkształcenia (w szczególności mogą to być naprężenia £

^si^ss),

a, k i E - parametry modelu. Logarytmując równanie (17.9), otrzymujemy następującą zależność In (sinh(a a ) ) = l n ( e ) + + ln(E), (17.10) RT na podstawie której określa się energię aktywacji procesu odkształcenia plastycznego oraz pa­ rametry równania (17.9). Jeśli analiza przeprowadzona zostanie dla naprężeń a i a , to uzysku­ je się w ten sposób pełny opis naprężenia uplastyczniającego od odkształcenia i prędkości od­ kształcenia, 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 k

£

s

ss

17. Nowoczesna baza do symulacji fizycznej procesów wytwarzania i przetwarzania metali i stopów

371

stosuje się różne postacie funkcji naprężenia uplastyczniającego, które na przykład scharaktery­ zowano w pracy [55]. b) -300 n

1 1

:1100°C

-200-^ -150-j

r

1

Napi ężenie (MPa)

-250^ 150 s100 s50 s-

-100-j -50

~l— —I—'l I I I ' I —I -0.1 -0.2 -0.3 -0.4 -0.5 -0.6 -0.7 -0.8 Odkształcenie logarytmiczne 1

0

1

1

1

1

0

-0.1 -0.2 -0.3 -0.4 -0.5 -0.6 -0.7 -0.1 Odkształcenie logarytmiczne

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 odkształcalności granicznej oraz do opracowania równań konstytutywnych modelu zmian mikrostrukturalnych 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 założo­ nej 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 zbliżo­ nych do płaskiego stanu odkształcenia Dużą niedogodnością związaną, z próbą od­ kształcania osiowo-symetrycznego jest stosun­ kowo mała wartość maksymalnego odkształce­ nia, które można zadać stosując standardową próbkę o wymiarach § 10x15 mm, wynoszącego około 1,8. Znacznie większe odkształcenie moż­ na 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

372

Baza laboratoryjna wraz z oprzyrządowaniem pomiarowo-obliczeniowym

rysunku 17.19. Przy zachowaniu stosunku szerokości próbki do szerokości kowadła w przedzia­ le 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 oy gdzie: h i h jest, odpowiednio, końcową i początkową grubością próbki. Z kolei ciśnienie, działające na powierzchnię styku kowadła z próbką, wyraża następujący wzór: n

0

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 osiowosymetrycznego 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 pró­ bie zgniatania został zaproponowany w pracy [52]: (17.13)

= fln v oy h

°os=^J

L

(17.14)

gdzie: "tt("-t)+t 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 dotyczą­ cych nie tylko przebiegu płynięcia plastycznego materiału, ale również wpływu warunków odkształcenia i chłodzenia na mikrostrukturę i własności mechaniczne stali. Zastosowanie pró­ by spęczania w warunkach zbliżonych do płaskiego stanu odkształcenia do symulacji fizycznej procesów obróbki cieplno - plastycznej zostanie opisane w podrozdziale 17.6. f ; s

( 1 7 1 5 )

17.4.3. Badania plastyczności stali w operacjach obróbki cieplno-plastycznej Bardzo złożonym zagadnieniem, związanym z przeróbką plastyczną, jest ilościowe okre­ ślenie plastyczności materiału. Źródłem trudności metodycznych jest w tym przypadku zależ-

17. Nowoczesna baza do symulacji fizycznej procesów wytwarzania i przetwarzania metali i stopów

373

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 cieplnoplastycznej 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 cieplnoplastycznej, ma związek ze zmianami mikrostrukturalnymi zachodzącymi w odkształcanym materiale i dlatego poja­ wiają się one przy ściśle określonych parametrach odkształcenia. Na przykład przedział temperatur i prędkości odkształ­ cenia, 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 900 1000 1100 1200 stopu, które zidentyfikowano odkształca­ Temperatura (°C) jąc próbkę cylindryczną (J)10xl5 mm za Rys. 17.20. Mapa odkształcenia dla procesu prze­ pomocą symulatora Gleeble 3800, z zasto­ róbki plastycznej stopu Inconel 718 z sowaniem prędkości i temperatur od­ naniesionymi granicami obszarów, w kształcenia mieszczących się w obszarach których występują różne procesy mikrozaznaczonych na rysunku 17.20. strukturalne wpływające na własności mechaniczne wyrobów walcowanych i Ciekawe jest porównanie struktur kutych z tego stopu próbek odkształcanych z zastosowaniem prędkości i temperatur odkształcenia wskazanych strzałkami „3" i „4" na rysunku 17.20. Zachowanie się tego stopu podczas od­ kształcenia plastycznego wskazuje, że nie zawsze materiały techniczne charakteryzują się dobrą plastycznością w wysokich temperaturach odkształcenia. Zwraca również uwagę fakt, że nad­ mierną 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.

374

Baza laboratoryjna wraz z oprzyrządowaniem pomiarowo-obliczeniowym

Obie opisane dotychczas metody badawcze, tzn. próba odkształcenia osiowosymetrycznego 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 wy­ znaczenie krzywej naprężenie - odkształcenie dla potrzeb obliczeń sił i momentów sił walco­ wania, a także matematycznego modelowania procesów obróbki cieplno-plastycznej.

Obszar „3" Rys. 17.21.

Obszar „4"

Przykłady oddziaływania mechanizmów, opisanych na rysunku 17.20, na mikrostrukturę stopu Iconel 718; badania własne - odkształcano próbkę <|)10xl5 mm z parametrami wska­ zanymi strzałką na rysunku 17.20

Przy określaniu odkształcalności granicznej dąży się do uzyskania jednorodnego rozkła­ du 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 odkształ­ cenia obwodowe poprzez wzrost współczynnika tarcia oraz poprzez zastosowanie specjalnej geometrii próbki (rys. 17.22a) [16]. Wzrost współczynnika tarcia uzyskać można np. wprowa­ dzając folię tantalową, zamiast grafitowej, między kowadło a podstawy próbki. Z kolei próbę spęczania próbki w kształcie prostopadłościanu można zmodyfikować, stosując znacznie więk­ sze wymiary próbki od wymiarów kowadła, co powoduje, że kowadło wgniatane jest w próbkę

17. Nowoczesna baza do symulacji fizycznej procesów wytwarzania i przetwarzania metali i stopów

375

w trakcie odkształcenia plastycznego (rys. 17.22b) [135]. Istota testu w obu przypadkach polega na określeniu maksymalnego odkształcenia, tzw. odkształcenia granicznego, przy którym zapo­ czątkowany 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 - naprężenie średnie (aksjator tensora naprężenia), cr - 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 m

z

376

Baza laboratoryjna wraz z oprzyrządowaniem pomiarowo-obliczeniowym

podlega bardzo intensywnemu płynięciu plastycznemu, ze względu na gradient temperatury na długości próbki, które po osiągnięciu pewnego granicznego odkształcenia powoduje zapocząt­ kowanie 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 odkształce­ niach: 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

(17.17)

= ln v oy d

gdzie: d i d są, odpowiednio, początkową i końcową średnicą próbki w płaszczyźnie zlokali­ zowanego płynięcia plastycznego. Z kolei średnia prędkość odkształcenia obliczana jest za pomocą następującego wzoru As (17.18) At 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. 0

k

6r

17.5. Model zmian mikrostrukturalnych w procesach obróbki cieplno-plastycznej W rozdziale 17.3 przedstawiono możliwości metody symulacji fizycznej w zakresie iden­ tyfikacji, a także matematycznego opisu dynamicznych procesów odbudowy mikrostruktury

377

17. Nowoczesna baza do symulacji fizycznej procesów wytwarzania i przetwarzania metali i stopów

materiału poddanego przeróbce plastycznej. Proces budowy modelu matematycznego można rozszerzyć na zjawiska występujące po odkształceniu plastycznym, które obejmują: a)

b)

800 Rys.

17.24.

850 900 950 Temperatura (°C)

1000

800

850 900 Temperatura (°C)

950

Wpływ temperatury wygrzewania, prędkości narzędzia i temperatury odkształcenia na od­ kształcenie graniczne stali R35 w temperaturze wygrzewania: a - 1050°C, b - 1000°C; ba­ dania przeprowadzono poprzez rozciąganie próbki § 6x120 mm do zerwania z zachowaniem stałej prędkości narzędzia (uchwytu)

-

rekrystalizację metadynamiczną w przypadku, gdy w materiale pod­ czas odkształcenia plastycznego zaszła rekrystalizacja dynamiczna; zdrowienie metadynamiczne i sta­ tyczne; rekrystalizację statyczną; wzrost ziarna po rekrystalizacji. Konwencjonalny sposób badań statycznych procesów odbudowy mi­ krostruktury austenitu poddanego prze­ róbce plastycznej rozpoczyna określe­ nie tzw. charakterystyki mięknięcia materiału. Doświadczenie mające na celu określenie charakterystyki mięk­ nięcia materiału polega na zadaniu dwu odkształceń we wzrastających odstę­ pach czasu przy tych samych parame­ trach odkształcenia. Wraz z postępem procesów zdrowienia i rekrystalizacji,

przerwa 1 s przerwa 600 s przerwa 1800 s

F ^ 2

n— —i— —i— —i—«—i— —i 1

0.1

1

0.2

1

0.3

1

0.4

0.5

0.6

Odkształcenie logarytmiczne Rys. 17.25. Wpływ odstępu czasu między odkształce­ niami na postać krzywej naprężenieodkształcenie w drugim odkształceniu; próbka (|>10xl2 mm ze stali HCM12 od­ kształcana 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 róż­ nych 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 - maksymalne naprężenie, a i G - naprężenia uplastyczniające, odpowiednio, w pierwszym i drugim odkształceniu, m

yi

y 2

określone dla tej samej - ustalonej - wartości odkształcenia. Badania przeprowadzone w pracy [121] pokazały, że przyjęcie odkształcenia s = 0.002, dla określenia naprężeń G i G , powoduje wyeliminowanie wkładu procesu zdrowienia y j

y 2

statycznego do parametru k i w ten sposób określony współczynnik mięknięcia charakteryzuje jedynie postęp rekrystalizacji. Inne sposo­ by wyznaczania współczynnika mięknięcia podano w pracach [28] i [55]. Na podsta­ wie 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 zrekryOdkształcenie logarytmiczne stalizowanego. Z kolei wytrzymując prób­ Rys. 17.26. Opis doświadczenia z podwójnym kę w różnych okresach czasu, dłuższych od odkształceniem próbki, na podstawie czasu potrzebnego na zajście rekrystaliza­ którego określana jest kinetyka proce­ cji, w połączeniu z hartowaniem, można sów odbudowy struktury materiału poddanego odkształceniu plastycznemu określić kinetykę rozrostu ziarna po rekry­ stalizacji. Ponieważ przebieg procesów odbudowy mikrostruktury po odkształceniu plastycznym za­ leży od wyjściowej wielkości ziarna oraz od parametrów odkształcania, powtarzając doświad­ czenia z zastosowaniem różnych warunków wyżarzania próbki przed odkształceniem i parame­ trów odkształcenia można opracować równanie na okres połówkowy do zajścia rekrystalizacji statycznej oraz wzór na wielkość ziarna zrekrystalizowanego, a także równanie opisujące kine­ tykę rozrostu ziarna po rekrystalizacji. Na przykład Kuziak [51] opracował następujące równam

17. Nowoczesna baza do symulacji fizycznej procesów wytwarzania i przetwarzania metali i stopów

379

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 17.1. Równania modelu rekrystalizacji statycznej i rozrostu ziarna po rekrystalizacji dla stali 18G2VN[51] Parametr Okres połówkowy rekrystalizacji

I

Równanie 2

t , = 9,3x10- -D^ p( ^ 0

5

£

X

0 0

)

Wielkość ziarna zrekrystalizowanego D(t) =D^+txlO^ gdzie: dlat<20s: a = 7,1, b = 7180; dlat>20s:a = 9,5,b= 10920 T J

Rozrost ziarna po rekrystalizacji

|

Równania opisujące przebieg zmian mikrostrukturalnych wywołanych odkształceniem plastycznym stanowią jeden z elementów ogólnego modelu cieplno-mechaniczno-strukturalnego procesu przeróbki cieplno-plastycznej, za pomocą którego możliwe jest przeprowadze­ nie 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 powo­ duje znaczną redukcję kosztów wdrażania nowych technologii poprzez ograniczenie zakresu badań prowadzonych w warunkach przemysłowych. Możliwości zastosowania symulatora Gleeble 3800 do symulacji fizycznej procesów ob­ róbki cieplno-plastycznej przedstawione zostaną na przykładzie badań mających na celu opra­ cowanie optymalnych warunków walcowania i chłodzenia zapewniających uzyskanie wysokich własności wytrzymałościowych i plastycznych profili kształtowych ze stali perlitycznej w ga­ tunku S|90PA (0,7%C-l,0%Mn wg PN-84/H-84027/07). Proces umacniania cieplnego symu­ lowano 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 chło­ dzono (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 całkowite­ go, natomiast wariantu „El" tylko do częściowego zrekrystalizowania austenitu stali St90PA.

380

Baza laboratoryjna wraz z oprzyrządowaniem pomiarowo-obliczeniowym

Tabela 17.2. Wariant „A" odkształcania próbek 20x25x35 mm ze stali St90PA Prędkość nagrzewania °C/s

Temperatura nagrzewania °C 1080 Lp. 1 2 3 4 5 6

Nagrzewanie Czas wygrzewania 60 Odkształcenie

T °C 1080 1070 1050 1030 1010 990

p .

£j -

0,20 0,20 0,20 0,20 0,18 0,18

1

s' 4 4 4 4 4 4

Prędkość chłodzenia do temperatury odkształcenia °C/s

Prędkość chłodzenia °C/s

Odstęp czasu At między odkształceniami s

-

-

0,67 1,33 1,33 2,00 2,00

15 15 15 10 10

Tabela 17.3. Wariant „El" odkształcania próbek 20x25x35 mm ze stali St90PA Nagrzewanie Prędkość nagrzewania °C/s

Temperatura nagrzewania °C 1080

1

Lp.

T i

1 2 3 4 5 6

°c 820 820 820 820 820 820

120

Odkształcenie i -

0.20 0.20 0.20 0.20 0.30 0.30

s' 4 4 4 4 4 4

1

Czas wygrzewania

Prędkość chłodzenia °C/s 10.0 -

Odstęp czasu At między odkształceniami s 0.3 0.3 0.3 0.3 0.3 0.3

Dla ilustracji możliwości kontroli przebiegu doświadczenia, na rysunku 17.27 przedsta­ wiono 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 - odkształce­ nie 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 zastosowa­ nych 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 po­ wiązać z rozdrobnieniem mikrostruktury perlitycznej.

17. Nowoczesna baza do symulacji fizycznej procesów wytwarzania i przetwarzania metali i stopów

381

Wariant A przeróbka plastyczna O co

^wytrzymanie izotermiczne

2? CD CL

£

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

-0,2

Odkształcenie logarytmiczne

-0,4

-0,6

-0,8

-1,0

Odkształcenie logarytmiczne

Rys. 17.28. Porównanie krzywych naprężenie-odkształcenie w kolejnych odkształceniach według wa­ riantu „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 A EJ

Re MPa 762 770

Rm MPa 1141 1158

A

5

%

9,0 12

WYKONAWSTWO ĆWICZEŃ LABORATORYJNYCH

18. Przebieg prób laboratoryjnych

385

18. PRZEBIEG PRÓB LABORATORYJNYCH 18.1. Statyczna próba rozciągania metali Wymagany zakres wiadomości 1) 2) 3) 4) 5) 6) 7) 8) 9)

Mechanizmy odkształcenia plastycznego na zimno (podrozdz. 1.7). Warunki wykonania statycznej próby rozciągania metali (podrozdz. 2.1). Próbki stosowane w próbie rozciągania (podrozdz. 2.2). Własności wytrzymałościowe i plastyczne określane w próbie rozciągania (podrozdz. 2.3). Umowny i rzeczywisty wykres rozciągania (podrozdz. 2.4). Hipoteza powstawania wyraźnej granicy plastyczności (podrozdz. 2.4). Określanie umownej granicy plastyczności (podrozdz. 2.4). Energia odkształcenia w próbie rozciągania (podrozdz. 2.5). 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 INSTRON1196. 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 wymia­ rów liniowych. Część 1. W pierwszej części ćwiczenia do badań stosowane są stalowe próbki proporcjo­ nalne. Początkowa długość pomiarowa L jest związana z początkową powierzchnią przekroju poprzecznego S (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 przedsta­ wiono w tabeli 18.1. W oparciu o otrzymany wykres rozciągania (w układzie współrzędnych F - AL) wyzna­ cza się wielkości określające własności wytrzymałościowe metalu: - górną granicę plastyczności ReH (wzór 2.2), 0

0

386 -

Wykonawstwo ćwiczeń laboratoryjnych

dolną granicę plastyczności Re (wzór 2.3), wytrzymałość na rozciąganie R (wzór 2.5), naprężenie rozrywające R (wzór 2.6). L

m

u

Tabela 18.1. Parametry Lp.

charakteryzujące próbę rozciągania

Mierzona wielkość Stosowany zakres sił Prędkość trawersy Prędkość papieru Wzmocnienie pośrednie

1.

Jednostka kN mm/min mm/min

>

2. 3. 4.

Symbol F

k = Vp/v

1

Wartość

-

t

Po rozerwaniu próbki należy ponownie zmierzyć długość bazy pomiarowej próbki L i średnicę szyjki d . 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. u

u

Tabela 18.2. Własności 1

So

S mm

ReH

u

2

mm

wytrzymałościowe i plastyczne próbki nr 1 określone w próbie rozciągania

1

ReL

R

m

R

MPa

2

u

A

Z

%

%

Część 2. W drugiej części ćwiczenia wyznaczana jest umowna granica plastyczności. Do badań stosowane są pręty ze stali wysokowęglowej (lub stopowej), które nie wykazują wyraź­ nej granicy plastyczności. Próbka zostaje przygotowana jako próbka nieproporcjonalna o bazie pomiarowej L . Stosując próbki nieproporcjonalne, ich początkową długość pomiarową wybie­ ra się niezależnie od początkowej powierzchni pola przekroju S . Na zamocowanej w szczękach maszyny wytrzymałościowej próbce zostaje umieszczony ekstensometr elektroniczny o bazie pomiarowej L kst.- 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 0

0

0e

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 v . Dla stałej prędkości przesuwu trawersy v otrzymano stałą wzmocnienia pośredniego k p

t

387

18. Przebieg prób laboratoryjnych

(18.2) Wielkości, charakteryzujące statyczną próbę rozciągania z zastosowaniem ekstensometru, zestawiono w tabeli 18.3. Tabela 18.3. Parametry Lp. 1.

2. 3. 4. 5. 6.

próby rozciągania z zastosowaniem

ekstensometru Jednostka kN mm/min mm/min

Symbol

Mierzona wielkość Stosowany zakres sił Prędkość trawersy Prędkość papieru

F

v v k = v /v t

D

Wzmocnienie pośrednie

D

Wzmocnienie bezpośrednie Baza ekstensometru

t

Wartość

-

K = x/AL

-

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 ry­ sunku 18.1, SpOSÓb wyznaczenia 1 wzmocnienie bezpośrednie K umownej granicy plastyczności jest następujący: - z początku układu współrzędnych wykreśla się tzw. „prostą spręży­ stości" przechodzącą przez prosto­ liniową część wykresu rozciągania; prosta ta jest nachylona do osi wy­ dłużeń pod kątem a; - w celu określenia umownej granicy plastyczności R0.2 należy odłożyć na osi wydłużeń odcinek x, który jest równy takiej wartości wydłu­ Rys. 18.1. Wykreślny sposób wyznaczania wartości żenia bezwzględnego AL, że dla umownej granicy plastyczności danej bazy pomiarowej ekstenso­ metru wydłużenie względne s = 0,2%; - wyprowadzenie wzoru na wartość x, po przyjęciu, że AL (18.3) 8 =-100 1

-'Oekst.

oraz uwzględniając, że K = x=K

8L Oekst.

100

AL

to proste przekształcenia prowadzą do zależności (18.4)

388

Wykonawstwo ćwiczeń laboratoryjnych

-

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 F ,2, dzie­ ląc F , przez przekrój początkowy S otrzymuje się wartość naprężenia odpowiadającego umownej granicy plastyczności R ,2Ponieważ po przekroczeniu odkształcenia względnego e > 0,2% ekstensometr zostaje zdjęty, a próba rozciągania prowadzona jest aż do zerwania próbki, to na podstawie zareje­ strowanych wartości sił oraz pomiarów próbki przed i po rozciąganiu, można wyznaczyć pozo­ stałe własności mechaniczne materiału. Wyniki pomiarów i obliczeń zostają przedstawione w tabeli 18.4. 0

0 2

0

0

Tabela 18.4. Umowna granica plastyczności i pozostałe własności mechaniczne wyznaczone w próbie rozciągania S

0

S

2

R MPa

R<).2

U

R

m

mm

Z

Ajoo

u

%

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 L oraz powstałej szyjki (rys. 18.2). Pole przekroju szyjki S dla próbek płaskich oblicza się po zmierzeniu najmniejszej grubości a i największej szerokości b . Wyniki pomiarów pozwalają wyznaczyć: - wytrzymałość na rozciąganie R (wzór y ' ' Wymiary próbki płaskiej w miejscu ze2^ rwania po próbie rozciągania u

u

u

u

R

s

1 8 2

m

- naprężenie rozrywające R (wzór 2.6), - wydłużenie względne A (wzór 2.7), - przewężenie Z (wzór 2.8). Wyniki pomiarów i obliczeń zestawiono w tabeli 18.5. u

Tabela 18.5. Własności wytrzymałościowe i plastyczne określone w próbie rozciągania próbki płaskiej So

mm

2

s„

Rm

1

MPa

Ru

A

|

Z

%

Część trzecia wykonywana jest na ćwiczeniach laboratoryjnych o większym wymiarze godzin

i

389

18. Przebieg prób laboratoryjnych

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/d ) próbki na cha­ rakter wykresu ściskania. 2) Określenie wpływu stosunku h /d 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. 0

0

0

Opis wykonania ćwiczenia Część 1. Do pierwszej części ćwiczenia przygotowujemy 3 cylindryczne próbki stalowe w gatunku Stl o stałej średnicy początkowej d = 15 mm, lecz o różnej smukłości, tj. zmien­ nym stosunku ho/do = 0,5; 1,0 oraz 1,5. Po dokładnym zmierzeniu wymiarów początkowych h , d , 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 wyso­ kość próbki h po ściskaniu. Dla każdej wartości nacisku prasy F obliczamy: - skrócenie jednostkowe s = [(h - h)/h ]100 (18.5) 0

0

0

n

c

0

0

-

poszerzenie jednostkowe

q = ( S - S ) / S = [e /(100-e )]

(18.6)

-

naprężenie ściskające

a =F/S

(18.7)

-

rzeczywiste naprężenie ściskające

a

c

0

c

rz

0

c

c

0

= F / S = F[l - (e /100)]/ S c

0

(18.8)

Wyniki pomiarów, odczytów i obliczeń zamieszczamy w tabeli 18.6. Na podstawie uzyskanych obliczeń - dla każdego stosunku ho/d , należy wykonać nastę­ pujące wykresy: F = f (Ah) oraz a = f (s ). Natomiast dla stosunku h /d = 1,5 - na tle jednego układu współrzędnych a - q, wykonujemy wykresy: a = f (q ) oraz a = f (e ). Oceniamy wpływ smukłości próbki h /do na charakter wykresu ściskania oraz różnicę przebiegu umownej i rzeczywistej krzywej ściskania. 0

c

0

c

c

c

0

rz

c

0

390

Wykonawstwo ćwiczeń laboratoryjnych

Tabela 18.6. Umowne i rzeczywiste naprężenie ściskające próbek stalowych Nr próbki

F kN 60

d mm

h mm

0

0

So mm

2

h mm

Ah mm

q

c

MPa

MPa

%

1 160 60 2 160 60 3 160 Część 2. W drugiej części ćwiczenia do badań używamy 3 cylindryczne próbki żeliwne o stałej średnicy początkowej d = 15 mm, lecz o różnym stosunku h /d = 0,5; 1,0 oraz 1,5. Po dokładnym zmierzeniu wymiarów początkowych h , do, próbki ściskamy aż do zniszczenia, rejestrując maksymalną wartość siły F . Dzieląc siłę F przez przekrój początkowy próbki, określamy granicę wytrzymałości żeliwa na ściskanie. Wyniki zamieszczamy w tabeli 18.7 oraz w formie wykresu słupkowego: a = f (ho/do). Oceniamy wpływ stosunku h /d próbki żeliwnej na poziom granicy wytrzymałości na ściskanie. 0

0

0

0

z

z

c

0

0

Tabela 18.7. Wytrzymałość żeliwa na ściskanie Nr próbki 1 2 3

d mm

ho mm

0

F kN

S mm

hn/do -

0

2

MPa

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 będzie udarnościąbadanego materiału KC w J/cm (wz. 3.10). Wyniki próby udarowego zginania zestawiamy w tabeli 18.8. 2

0

Tabela 18.8. Udarność materiałów poddanych próbie udarowego zginania Nr próbki 1 2 3

Materiał

S cm 0

2

stal żeliwo aluminium

K J

KC J/cm

2

1

391

18. Przebieg prób laboratoryjnych

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 prze­ prowadza 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). Wiel­ kość zastępczego odkształcenia plastycznego wyliczana jest w zależności od liczby wykona­ nych skręceń, zgodnie z wzorem (4.8). Odkształcenie graniczne określa się na podstawie za­ leżności (4.9), a prędkość odkształcenia zgodnie ze wzorem (4.10). Wyniki pomiarów i wyko­ nanych obliczeń należy zestawić w tabeli 18.9. Na podstawie otrzymanych wyników należy sporządzić dla badanej stali wykres zależno­ ści naprężenia uplastyczniającego od wielkości odkształcenia a = f(Sj) dla ustalonych wartości temperatury i prędkości odkształcenia (T = const. i ćj = const). p

392

Wykonawstwo ćwiczeń laboratoryjnych

Tabela 18.9. Wyniki pomiarów i obliczeń naprężenia uplastyczniającego N obr. s

Si

-

Moment skręcający, M mm Nm

s

Siła poosiowa, F mm N p

MPa

1 2 3

Opmax

N

Opz

2

Po opracowaniu sprawozdania, w oparciu o wynik eksperymentu i przesłanki teoretycz­ ne, 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.

393

18. Przebieg prób laboratoryjnych

Opis wykonania ćwiczenia Wszystkie próby realizowane będą na odpowiednich próbkach, wykonanych z różnych tworzyw, przy użyciu różnych zestawów narzędzi odkształcających, zabudowanych w maszy­ nach wytrzymałościowych typu ZD10 i ZD100 (rys. 15.2). Część 1. W metodzie określania nierównomierności tarcia do badań użyjemy 12 pró­ bek cylindrycznych o wymiarach d xh = 15x15 mm z aluminium. Wszystkie próbki poddaje­ my ściskaniu pomiędzy płytami dociskowymi o różnych klasach gładkości powierzchni (od 2 do 10), stosując stałą siłę nacisku prasy F = 150 kN, lecz przy różnych warunkach4arcia po­ między 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 równo­ legle 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 0

0

n

(18.9) Tabela 18.10. Wyniki pomiarów nierównomierności tarcia powierzchniowego Średnica d mm 0

1

^

Klasa gładkości

Rowki hśr

-

Lim

10 8 6 5 4 2

0,6 1,6 9,8 16,0 37,0 124,0

Płyty niesmarowane a b mm mm

Płyty smarowane b a A/r mm mm

Siła F kN n

Wyniki pomiarów zestawiamy w tabeli 18.10. Należy również sporządzić wykres A, = f (h ), gdzie h 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. T

śr

śr

Część 2. W metodzie stożków Siebela-Pompa do badań użyjemy 5 próbek cylindrycz­ nych 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', 4 30', 5°30'. Po zmierzeniu ich średnicy, próbki ściskamy między płytami stożkowymi o kącie, odpo­ wiadającym kątom próbki, smarując ich powierzchnie czołowe. Próbki ściskamy kolejno, za­ dając stałą siłę nacisku prasy około 240 kN. Po ściskaniu mierzymy średnice każdej próbki w trzech przekrojach: o

394

Wykonawstwo ćwiczeń laboratoryjnych

-

przy powierzchniach czołowych - górnej d i dolnej d ; w przekroju środkowym d . Wyniki pomiarów zestawiamy w tabeli 18.11. Szukamy przypadku, w którym po ści­ skaniu próbka nadal będzie posiadała kształt cylindryczny, gdy d = d = d , 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). g

d

s

g

s

d

Tabela 18.11. Pomiar współczynnika tarcia metodą stożków Siebela - Pompa a stopnie 0° 2°30' 3°30' 4°30' 5°30'

Lp. 1 2 3 4 1 5

d mm 30 30 30 30 30 0

d mm g

d mm s

d mm d

Kształt | próbki 1

F kN n

We wnioskach należy uzasadnić zmiany kształtu próbek w zależności od warunków tar­ cia 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 jednost­ kowych, 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 wysokość h oraz - przy pomocy specjalnego czujnika, grubość ścian­ ki gi. Pomiary te pozwolą nam określić wielkość średnicy wewnętrznej d ze wzoru d = d - 2gj. Znając wartość średnicy wewnętrznej i wysokość pierścionka po ściskaniu z b

}

wł

wl

zl

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 chro­ powatości powierzchni, usytuowane raz - wzdłuż pochylenia tworzącej klina, a drugi raz -

395

18. Przebieg prób laboratoryjnych

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 h i L. Przyjmujemy, iż szerokość klina - przed i po odkształce­ niu, jest wielkością stałą. 1?

2

Tabela 18.12. Pomiar współczynnika tarcia metodą pierścieni Burgdorfa

Lp.

Rodzaj smaru

d mm z0

1 2 3 4

Wymiary po ściskaniu di gi mm ram

Wymiary przed ściskaniem dwo

go

mm

mm

h mm 0

d, mm z

w

Współ, tarcia h, mm

-

bez smaru pasta graf.-mol. smar łożysk. 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 x , możemy wyznaczyć wielkość współczynnika tarcia (wz. 5.24). Pomiary kształtu klina, przed i po ściskaniu, pozwolą wyzna­ czyć wartość współczynnika tarcia, które zestawiamy w tabeli 18.13. 2

Tabela 18.13. Współczynniki tarcia w kierunkach wzajemnie prostopadłych Lp.

Pomiar w kierunku

1 2

wzdłużnym poprzecznym

h, mm

h mm 2

Wymiary klina L Xl mm mm

x mm 2

Współczynnik A/j -

Oznaczając wartość współczynnika tarcia wzdłuż rys - jako \x oraz w poprzek - jako li , współczynnik nierównomierności tarcia określamy wzorem u

X =^->\ T

2

(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

396

Wykonawstwo ćwiczeń laboratoryjnych

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 (podrozdz.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 kinematycz­ nym 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 walcowa­ nia 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 po­ przek kierunku walcowania, a zatem takie warunki płynięcia metalu w strefie odkształcenia, aby umożliwiły one określenie wpływu zmian szerokości i długości powierzchni styku w stre­ fie 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-

397

18. Przebieg prób laboratoryjnych

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 xh xl = 15(20,25)xl0xl00 mm, czyli o zmiennym współczynniku kształtu przekroju poprzecznego 8 = bo/h = 1,5-^-2,5. Walcowanie prowadzimy ze stałym gniotem względnym e = 20% = const, co zapewnia zmniejszanie się wskaźnika 8 od 0,95 do 0,55. Takie warunki powodują, iż powierzchnia styku ma stałą długość, lecz zmien­ ną szerokość, a zatem zmienne warunki płynięcia na swej szerokości. Przy określaniu wpływu zmian oporów płynięcia na długości powierzchni styku na­ leżałoby przy stałym gniocie e =20% zastosować zmienne promienie walców R od 50 mm do 185 mm, co wymagałoby kolejnych wymian walców w klatce, będąc uciążliwym w realiza­ cji prób. Dlatego przyjmuje się próbki o wymiarach b xh xl = 20x10x100 mm, czyli o stałym współczynniku kształtu przekroju poprzecznego 8 = b /h =2 = const. Walcowanie prowadzimy ze zmiennym gniotem względnym e h = 15, 25 i 35%, co po­ woduje, iż wskaźnik 8 = l /b jest rosnący od 0,5 do 0,9. Takie warunki powodują, iż po­ wierzchnia 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 8 h, kąta chwytu a i długości powierzchni styku l oraz współczynników gniotu y, poszerzenia P i wydłużenia X. Wyniki pomiarów i obliczeń parametrów geometrycznych i odkształcenio­ wych zestawiono w tabeli 18.14. 0

0

0

P

0

wh

S

wh

w

0

P

0

0

0

Q

W

S

d

0

W

d

Tabela 18.14. Parametry geometryczne i odkształceniowe procesu walcowania prostego przy zmiennym kształcie powierzchni styku Lp.

h 1 b | 1 mm D

D

0

hi

b, mm

li

Ah mm

%

a rad.

Id mm

8 • -

S

X

p

Y

-

1 2 3 4 5 6 Obliczamy również wskaźniki, charakteryzujące wielkość poszerzenia bezwzględnego: zmierzonego doświadczalnie, Ab = bi - b , określonego teoretycznie wzorami: Wusatowskiego Ab , Sparlinga Ab i Sandera Ab (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 nomogramu (rys. 18.3), nie dokonując obliczeń analitycznych. p

0

w

Sp

Sa

398

Wykonawstwo ćwiczeń laboratoryjnych

Tabela 18.15. Poszerzenie w procesie walcowania prostego przy zmiennym kształcie powierzchni styku metalu z walcem Wskaźniki odkształceń s

1

Numer próbki 3 4

2

6

5

P

5 Ab Ab Ab Ab S

p w

Sp Sa

a)

b)

OS O* 0,7 OS w Wskaźnik

a

o,t o* «

S=

.

wskaźn k

L

S =^fs

— = 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 teore­ tycznie 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 (5 ); Ab ; Ab ; Ab ; Ab = f (8 ) dla próbek nr 4-^6: y; p; X = f (8 ); Ab ; Ab ; Ab ; Ab = f (S ), P

p

w

Sp

Sa

P

S

p

w

Sp

Sa

s

399

18. Przebieg prób laboratoryjnych

w oparciu o które należy uzasadnić przebieg płynięcia metalu w zależności od kształtu po­ wierzchni styku metalu z walcem roboczym. Część 2. Parametry siłowe procesu walcowania z naciągami^ Doświadczalna część ćwiczenia Do walcowania stosujemy wyżarzoną taśmę o wymiarach b xh = 70x0,8 mm ze stali niskowęglowej. Odkształcamy ją z jednakowym gniotem względnym e = 50%, zadając zmien­ ne wielkości naciągów w paśmie, wynikające ze specyfiki tej technologii walcowania: - próba 1, walcowanie w klatkach środkowych z małymi naciągami, gdy Tj = T = 0,2 a S , - próba 2, walcowanie w klatkach środkowych z dużymi naciągami, gdy Ti = T = 0,4 a S , - próba 3, wchodzenie pasma do klatek początkowych (wstępnych), gdy Ti = 0,4 a S > T = 0,2 a S , - próba 4, wychodzenie pasma z klatek końcowych (wykańczających), gdy Ti = 0,2 G S < T = 0,4 a S . Mierząc wymiary taśmy, przed (h xb xl ) 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. 0

0

wh

0

po

0

0

po

0

po

0

p o

0

0

po

0

po

0

0

0

0

0

Tabela 18.16. Parametry geometryczne przy walcowaniu taśm stalowych na zimno z naciągami Lp. Lp.

h} | Ah mm

ho

£

wh

%

b mm 0

a rad

R mm

id mm

s mm d

2

R mm

Id mm

1 2 3 4

Sd 2

mm

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 F oraz momenty skręcające na: łączniku walca M i wałach napędowych: rozwijarki M i zwijarki M \. Z zarejestrowanych oscylogramów odczytujemy średnie wychy­ lenia X przy pomiarze danego parametru. Bezwzględne ich wielkości można obliczyć, znając stałe pomiarowe C danego toru pomiarowego (uwzględniające stałe czujnika tensometrycznego i stałe rejestracji), następującymi wzorami, zestawiając je w tabeli 18.17. p

so

op

s

Część doświadczalna wykonywana jest na ćwiczeniach laboratoryjnych dla specjalności PPM

400

Wykonawstwo ćwiczeń laboratoryjnych

Tabela 18.17. Parametry C , kN/mm x p kN mm F

Lp.

F

F

siłowe zmierzone aparaturą

C

tensometryczną

C I , kN/mm M M1 mm Nm

, Nm/mm M MO Nm mm

X

s l

s o

M

X

M Nm

0 D

mm

1

v , mm/s

Cmd? Nm/mm

M

M o

X

D

X

M

mm

n FRRZW obr obr/min 1 w

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 = const i niezmiennej szczelinie między walcami s = const, należy wykonać wykresy słupkowe (rys. 18.4) zmian: 0

b)

a) GRUBOŚĆ GO = 0,9 MM

300 I 200

NAC isk

250

ta

150

JS

50

9

Ć/3

100 0

d) 1 Ul

j

%

0,6

NT

Z 0,8

0,4

sO

0,2 0 -

Rys. 18.4.

Wykresy słupkowe zmian: a - grubości pasma h^; b - naprężenia uplastyczniającego stali a ; p

c - pionowej siły nacisku F ; d - momentu obrotowego M ; w zależności od układu sił na­ p

w t

ciągów w czasie walcowania taśm na zimno

grubości pasma naprężenia uplastyczniającego stali pionowej siły nacisku momentu obrotowego

h =f (układu sił naciągów), x

a = f (układu sił naciągów), F = f (układu sił naciągów), M = f (układu sił naciągów), p

p

wt

401

18. Przebieg prób laboratoryjnych

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, - F = Fp/b, siła nacisku, przypadająca na szerokość 1 mm walcowanego pasma, ustalona doświadczalnie, kN/mm. Wobec tego długość rzutu łuku styku metalu l z walcem stalowym oblicza się wzorem (6.21), a powierzchnię ich styku zależnością b

c

S =bl d

(18.11)

c

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

px

= a° +a £^ 1

2 v 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

określoną do­

whx

świadczalnie. Tabela 18.18. Współczynniki krzywych umocnienia stali węglowych Gatunek stali 08 10 St2 45

a , MPa 300 300 300 300 DO

a MPa 702 562 532 790 h

a ,0,48 0,64 0,62 0,40 2

(I

Naprężenia średnie - znajomość naprężenia uplastyczniającego stali umożliwia oblicze­ nie 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

402

Wykonawstwo ćwiczeń laboratoryjnych

- naprężenie naciągu (wzór 6.66), - średni nacisk jednostkowy (wzór 6.67), obliczanych przy przyjęciu: - R - promień bębna rozwijarki i zwijarki, R = 300 mm - n - ilość zwojów nawiniętych na bęben rozwijarki, lub zwijarki. b

b

Gniot względny, e f, w

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 1 1i

Naprężenia: Go

Pśr

T

M

M

0

MPa

Ti kN

AT

Lp.

3 4

Lp.

a

aj

F

mm

1

1 1

Ki

Momenty: M M

iVA

wt

M kNm

wt

tl

st

Uwagi

2 3

Parametry siłowe - przy walcowaniu taśm na zimno, przy zastosowaniu naprężeń w walcowanym 4materiale, występują następujące siły: pionowa nacisku metalu na walec F oraz poziome: naciągu Tj i przeciwciągu T , wywołujące odpowiednie momenty (rys. 6.24). Pop

0

403

18. Przebieg prób laboratoryjnych

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) 2) 3) 4) 5) 6) 7) 8) 9) 10) 11) 12)

Schemat technologiczny produkcji rur bez szwu lub ze szwem (podrozdz. 7.1). Zastosowanie walcarki skośnej w linii do wytwarzania rur ze szwem (podrozdz. 7.2). Budowa zespołu walcowniczego walcarki skośnej (podrozdz. 15.1; rys. 15.1). Regulowanie parametrów technicznych i walcowniczych w rejonie walcarki skośnej (pod­ rozdz. 15.1). Kalibrowanie narzędzi odkształcających walcarki skośnej (podrozdz. 7.3). Pomiary tensometryczne: budowa czujnika i toru pomiarowego, sposób obliczania stałych czujnika i opracowania wyników pomiarów (podrozdz. 16.1). Warunek chwytu pierwotnego i wtórnego przy walcowaniu skośnym (podrozdz. 7.4). Schemat strefy odkształcenia w walcarce skośnej: charakterystyczne jej przekroje i ich rola przy odkształcaniu (podrozdz. 7.6). Wielkość podania metalu w walce (podrozdz. 7.6). Współczynniki prędkości w strefie odkształcenia (podrozdz. 7.7). Rodzaje odkształceń przy walcowaniu skośnym (podrozdz. 7.5). 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 grubościennych tulei rurowych. Pozwala on na realizację prób doświadczalnych w warunkach laboratoryj­ nych. 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 przetwarza­ jącą - PAP i rejestrowane w sposób ciągły wielokanałowym oscylografem pętlicowym - R, pracującym z zapisem bezpośrednim, lub komputerem, pozwalającym na matematyczną ob­ róbkę, zarejestrowanych przebiegów mierzonych parametrów. W trakcie walcowania rejestru­ jemy siły nacisku metalu na: walec roboczy F , główkę dziurującą F i prowadnicę tarczową F oraz moment skręcający na łączniku walca M . Z zarejestrowanych oscylogramów odczytu­ jemy średnie - na odcinku ustalonego procesu odkształcenia, wychylenia X przy pomiarze p

g

t

ow

Zakres wiadomości dla kierunku Metalurgia obejmuje pytania 1 do 8, a dla specjalności PPM - także pozostałe }

404

Wykonawstwo ćwiczeń laboratoryjnych

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 8 = 16%, r = 18 mm i m = 35 mm, lub • gniot w części cylindrycznej walców 8 = 10%, 16%, 22% i 28%, P = 10°, r = 18 mm i m = 35 mm, lub • promień główki dziurującej r = 16, 17, 18 i 19 mm, przy 5 = 16%, p = 10° i m = 35 mm, lub • wysunięcie główki dziurującej m = 15, 25, 35 i 45 mm, przy 8 = 16%, p = 10° i r = 18 C

g

C

g

g

C

C

-

g

mm, pozostałe parametry, przyjmowane jako niezmienne podczas badań: • walec roboczy: R = 105 mm, l = 10 mm, = a 3°30,8 = 0°, • kęs dziurowany: r = 30 mm, l =170 mm, • główka dziurująca: K =3,5, • inne parametry: % = 1,05; f = 0,35; n = 60 obr./min. =

wc

c

k

2

k

sg

c

w

Obliczenia analityczne parametrów strefy odkształcenia** Określenie długości strefy odkształcenia Strefa odkształcenia jest sumą odcinka dziurowania l i odcinka rozwalcowania l , przy czym ich długość określa się analitycznie (wz. 7.9). Okreśłenie odkształceń podstawowych W procesie dziurowania w walcarce skośnej występują zasadnicze odkształcenia w kierun­ kach wzajemnie prostopadłych (podrozdz. 7.5). Odkształcenia zastępcze: jednorodne (wz. 7.4) i niejednorodne (wz. 7.5), podane w głów­ nych 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 kinematycz­ nych procesu. W oparciu o zarejestrowane oscylogramy (rys. 16.4) określa się na odcinku usta­ lonego procesu x , odpowiadającego czasowi t = x / v , rzeczywistą liczbę obrotów: walca n ^ oraz główki n^g. Wielkości te pozwalają obliczyć rzeczywistą prędkość obrotową w obr./min.: - kęsa-tulei, przyjmując, iż n = n d

u

u

k

u

r

p

g

n rzg Część analityczna wykonywana jest na ćwiczeniach laboratoryjnych dla specjalności PPM

(18.12)

405

18. Przebieg prób laboratoryjnych

walca roboczego n 60v n = ^ rzw w

-

n

r

z

(18.13)

w

stosunek tych prędkości w procesie ustalonym n

k

/ n

w= rzg n

rzw

/ n

O ' 8

1 4

)

Dane te także umożliwiają obliczenie - w oparciu o dane doświadczalne, odpowiednich współczynników prędkości na wyjściu ze strefy odkształcenia wzorami: - osiowej (t - czas maszynowy dziurowania t = x /v ) m

t £ =

3

Q

m

+

^

1

+

r

1

-

w

p

(18.15)

t >

7iR n sinpt wy

m

m

stycznej h

t,J £3l =

(1 .1 8

6)

n R cosp Współczynnik prędkości osiowej na wyjściu ze strefy odkształcenia - w oparciu o wzór teoretyczny, można obliczyć zależnością podaną przez Plackowskiego [61] w

wt

^ = ^ f ( l n p + 0,058 i) (18.17) 2 r natomiast nie ma wiarygodnego wzoru teoretycznego do obliczenia prędkości stycznej na wyj­ ściu ze strefy odkształcenia. Określenie wskaźników siłowych procesu 1. Parametry procesu odkształcenia plastycznego - temperatura dziurowania: T = 1250°C, - stopień odkształcenia jest równy zastępczemu odkształceniu jednorodnemu g

g

g

e

^

H

=l - ^

gk

-

(18.18)

dk

prędkość odkształcenia ^ _

Ł

H ~ ^ max k „ Ai

1 A

wy

n n sinp w

.

r

0

(18.19)

ky

2. Naprężenie uplastyczniające stali a 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 Cj, prędkości i temperatury T odkształcenia, w której on zachodzi), obliczane np. wzorem Hajduka [47] p

9,81A0,6610a (^^j {lOs.f(OA^f c

a =f(C,8 ,£ ,T) = p

i

i

D

po

T

(18.20)

gdzie: parametry A, B, C i D uzależnione są od gatunku odkształcanej stali rurowej. 3. Wskaźniki parametrów siłowych

406

Wykonawstwo ćwiczeń laboratoryjnych

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.

do

Pomiary wsadu/tulei: d 1 lt gt mm 0

Wyniki pomiarów z oscylogramu: n v ^rzw T mm/s obr./min. obr. S w

D

t

mm

1 2 3 Nr

Parametr var.

Wyniki obliczeń analitycznych i pomiarowych: M K K o F F p

t

w

mm MPa

kN

0

kNm

FT

F W

kN/MPa

Kfm

kNm/ MPa

Uwagi:

1 2 3 W sprawozdaniu należy wykonać analizę wielkości (bezwzględnych i względnych) para­ metrów siłowych w zależności od zastosowanych czynników walcowniczych lub badanego ga­ tunku 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.

407

18. Przebieg prób laboratoryjnych

4) Określenie wpływu posuwu względnego na charakter odkształcenia próbki podczas wydłu­ żania. 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 podda­ jemy spęczaniu z gniotem Ah = 7 mm. W czasie odkształcania rejestrujemy wielkość siły naci­ sku prasy F (w chwili uzyskania wyznaczonego gniotu). p

Rys. 18.6. Kształt i wymiary próbek stosowanych do spęczania Próbki po spęczaniu przyjmują kształt baryłkowaty w wyniku działania tarcia między na­ rzędziem 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 za­ leżny jest od kształtu próbki i wynosi dla próbek o podstawie: koła-okręgu (wz. 8.11), kwadra­ tu 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 sto­ pów na podstawie wyników uzyskanych doświadczalnie (podrozdz. 18.4). Wartość naprężenia uplastyczniającego a odczytuje się z krzywej umocnienia (rys. 18.16), przyjmując gniot pro=

p

centowy jako s

w h

=—

100, %. Znając wartość średniego nacisku jednostkowego oblicza ho

się całkowity teoretyczny nacisk prasy (wz. 8.9). Uzyskane wyniki siły obliczonej F porównuje się z danymi doświadczalnymi F , zapisu­ jąc je w tabeli 18.21. t

p

408

Wykonawstwo ćwiczeń laboratoryjnych

Tabela 18.21. Wyniki Kształt przekroju próbki

badań procesu spęczania próbek o zmiennym przekroju poprzecznym

Wymiary próbek, mm końcowe początkowe ao 30,0 26,6 15,0

koło kwadrat prostokąt

b

0

-

26,6 47,1

lo

a

b

k

k

Parametry: s

lk

wh

£ k

mm

2

Ot,

%

F,

Pśr

MPa

kN

26,6 26,6 26,6

Rys. 18.7. Rozkład linii siatek prostokątnych (a) i intensywności odkształcenia (b), obliczony numerycznie dla próbki o podstawie kwadratowej

Należy ocenić wpływ kształtu próbki na wielkość siły nacisku prasy przy spęczaniu oraz przyczyny ewentualnych rozbież­ ności między wynikami teoretycznymi i empirycznymi. Wykorzystując obliczenia modelowe procesu spęczania wykonane programem FORM2D, należy przeprowa­ dzić analizę rozkładu odkształceń, naprężeń i siły w kolejnych etapach spęczania próbek o zmiennej podstawie: okrągłej, kwadrato­ wej i prostokątnej. Na rysunku 18.7 pokazano rozkład odkształceń linii siatek naniesionych w przekroju osiowym próbki o podstawie kwadratu spęczanej z całkowitym założo­ nym gniotem Ah = 7 mm oraz rozkład intensywności odkształcenia przy tym samym gniocie. Należy także porównać otrzymane wyniki z obliczeniami wykonaj ¿lá procesu spęczania na gorąco wlewka stalowego o masie 50 Mg.

n y m

Część 2. W drugiej części ćwiczenia wydłuża się dwie próbki wykonane z ołowiu o wy­ miarach 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 = 50%), lecz różny posuw względny l . Schemat wydłużania pokazano na rysunku 18.8. Posuwem bezwzględnym l nazywamy przesunięcie wzdłużne materiału po kowadle przed każdym kolejnym naciśnięciem górnym kowadłem prasy. Posuw jest mniejszy od szerokości kowadła. Natomiast posuwem względnym l nazywamy stosunek posuwu bezwzględnego l do wysokości h wydłużanego materiału (wz. 8.24). Jak wykazują badania, jeżeli l < 0,4 - wy­ stępuje niedokucie środka wydłużanego pręta w stosunku do pozostałego przekroju, a od­ kształcona część metalu ma kształt wklęsły. Jeżeli l > 0,6 - wówczas boczne ścianki wydłu­ żanej części pręta mają kształt baryłkowaty. Najkorzystniejsze efekty wydłużania uzyskuje się, wh

w

p

w

p

0

w

w

409

18. Przebieg prób laboratoryjnych

gdy 0,4 < l względnego 1^ w

0,6. Doświadczenie należy wykonać dla dwóch różnych wartości posuwu W obydwu przypadkach wydłuża­ nie odbywa się jako jednostronne (bez obracania), a cały proces realizuje się w sześciu kolejnych naciskach prasy, stosu­ jąc stałą wartość gniotu względnego e . W końcowej fazie każdego odkształcenia należy rejestrować siłę nacisku prasy. Po zakończeniu prób należy zmierzyć dłu­ gość 1 i szerokość b oraz b odkształ­ conej części próbki. Dla obydwóch przy­ padków oblicza się wielkość współczynników: poszerzenia P = b / b i wydłuwh

min

max

;

ś r

Rys. 18.8. Schemat procesu wydłużania w kowa­ dłach płaskich

0

żenią X (wz. 8.20). Średnią szerokość próbki po odkształceniu oblicza się ze wzoru b = ( b + b ) / 2 . śr

m i n

m a x

Wyniki pomiarów i obliczeń należy zestawić w tabeli 18.22.

Tabela 18.22. Wyniki pomiarów odkształceń w procesie wydłużania

0

Końcowe wymiary poprzeczne próbek h bmin bmax mm

Długość Współczynnik odkształ­ wydłu­ posze­ cona żenia rzenia 1 X mm -

Ir

Posuw Początkowe bezwz­ wzglę­ wymiary próbek Nr ględny dny próbki h bo lo lo lw 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 = R = 20 MPa. Ponieważ każdy pojedynczy nacisk kowadeł na metal w procesie wydłużania można trak­ tować jako proces spęczania prostokąta, z tego względu k = k - 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 a), gdzie a = l/n (n - liczba kolejnych przesunięć przy wydłużaniu). Wyniki pomiarów należy zestawić według wzoru podanego w tabeli 18.23. p

mt

p

śr

410

Wykonawstwo ćwiczeń laboratoryjnych

Tabela 18.23. Nacisk prasy

Nr próbki

Średnia szerokość próbki bśr

mm

przy wydłużaniu w kowadłach płaskich

Powierzchnia Siła Średni Współ­ Współczynnik Długość prostopadła do czynnik kształtu kotliny nacisk jed­ jednego kierunku siły zmierzona obliczona odkształcenia nostkowy wydłużenia tarcia nacisku a S X FD Pśr kN mm MPa mm 2

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 = 0,6 i założonym gniotem całkowitym Ah = 10 mm dla kilku kolejnych przesunięć na kowadle. Należy zwrócić uwagę na maksymal­ ny dopuszczalny posuw względny dla danej szerokości kowadeł w celu zapobiegania nierów­ ności materiału wydłużanego. W oparciu o symulację komputerową programem FORM2D procesu wydłużania dużych wlewków stalowych na gorąco należy przeprowadzić analizę po­ równawczą dopuszczalnego zakresu posuwu względnego z uwzględnieniem wymaganego odkształcenia w osi wlewka. w

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).

18. Przebieg prób laboratoryjnych

3) 4) 5) 6) 7) 8) 9) 10) 11)

411

Dobór wielkości maszyny do kucia matrycowego (podrozdz. 9.6). Konstrukcja matryc (podrozdz. 9.3). Konstrukcja i rola wypływki (podrozdz. 9.3). Kinematyka płynięcia metalu przy kuciu w matrycach otwartych (podrozdz. 9.4.1). Kinematyka płynięcia metalu przy kuciu w matrycach zamkniętych (podrozdz. 9.4.2). Metody wypełniania wykroju matrycy (podrozdz. 9.5). Dobór wykrojów pomocniczych (podrozdz. 9.5.1). Klasyfikacja wykrojów do kucia matrycowego na młotach i w prasach (podrozdz. 9.5.1). 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 d = 35 mm i wysokości h = 25, 30 i 35 mm. Wymiary próbek dobrano tak, by odkuwka wykonana w wykroju matrycy, pokazanym na rysunku 18.10, miała odpowiednio: pewne nie­ wypełnienie, wypływkę optymalną i wypływkę z magazynkiem. Przed przystąpieniem do odkształcania na­ leży obliczyć objętość odkuwki na podstawie wymiarów wykroju. Następnie obliczyć procen­ towy nadmiar wsadu w stosunku do nominalnej objętości odkuwki. W czasie odkształcania reje­ struje się wielkość nacisku F prasy do momentu zakończenia ściskania. Po zakończeniu od­ kształcania mierzymy wszystkie średnice i wy­ sokości odkuwek, porównując je z kształtem i wymiarami wykroju matrycy. Siłę nacisku prasy wyznacza się teoretycz­ Rys. 18.10. Kształt wykroju matrycy otwar­ nie z zależności (9.5), w którym: tej: 1 - matryca górna, 2 - matry­ rj - naprężenie uplastyczniające materiału (dla ca dolna, 3 - wypychacz ołowiu w temperaturze otoczenia przyjmuje się 20 MPa), S - powierzchnia odkuwki w płaszczyźnie podziału matryc (bez wypływki) q - parametr obliczany (wz. 9.6), 0

0

p

p

412

Wykonawstwo ćwiczeń laboratoryjnych

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

h

do

0

mm 1 2

II

3

35 35 35

Wymiary wypływki

Podstawowe wy­ miary odkuwki

hmax dmax mm

d

h

li

mm

h

Pole przekroju odkuwki S mm 2

Współcz. kształtu odkuwki

q

Siła nacisku prasy przy kuciu

F

t

kN

|

25 30 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 wypeł­ nienie 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 możli­ wość 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 części ćwiczenia wykonuje a) b) się kucie w matrycy za­ mkniętej (bez wypływki) o konstrukcji, pokazanej na rysunku 18.12. Konstruk­ cja matrycy pozwala na ciągłą obserwację wypeł­ nienia wykroju. Stemple 4 i 5 są wymienne, dzięki czemu można zmieniać położenie denka odkuwki. Wymiary stempla dobrano tak, by zachować stałą objętość odkuwki. Kształt Rys. 18.11. Rozkład linii płynięcia (a) i naprężeń na powierzchni i wymiary wsadu dobiera wykroju (b) dla próbki o wysokości 30 mm - obliczenia się według wytycznych wykonano programem FORM2D kucia w matrycach zamkniętych.

18. Przebieg prób laboratoryjnych

413

Próbki (5 sztuk), w kształcie prostopa­ dłościanów, mają szerokość b = 20 mm. Pozo­ stałe dwa wymiary: długość 1 i wysokość h należy dobrać z warunku stałej objętości na podstawie wymiarów wykroju matrycy, stosu­ jąc zasady doboru wsadu podane w podroz­ dziale 9.5. Materiałem wsadowym jest dwubarwna modelina lub inny materiał o podob­ nych własnościach plastycznych i fizycznych. Rys. 18.12. Konstrukcja matrycy zamkniętej: 1 Zamiast dwubarwnej modeliny, można stoso­ - obudowa matrycy, 2 - matryca wać próbki z naniesioną siatką na powierzchni górna, 3 - matryca dolna, 4 - stem­ bocznej (hxl). Materiał, z którego wykonana pel górny, 5 - stempel dolny jest matryca pozwala obserwować odkształce­ nia 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 niewypełnie­ nia 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. Spo­ rządzić szkic próbki po odkształceniu z uwzględnieniem położenia linii poziomych (dla próbek przed odkształceniem). W oparciu o wyniki badań ustalić najkorzystniejszą kon­ Rys. 18.13. Schemat wypełniania wykroju strukcję matrycy. matrycy zamkniętej W oparciu o obliczenia modelowe wszyst­ kich wariantów położenia denka w wykroju matrycy podczas procesu kucia w matrycach zamkniętych (bez wypływki), wykonane progra­ mem FORM2D, należy przeprowadzić analizę wypełnienia wykroju w kolejnych etapach ku­ cia, 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 mate­ riału w obszar zamka. W oparciu o wykres droga odkształcenia - siła kucia wyodrębnić kolej­ ne etapy wypełniania wykroju matrycy. Przykład linii płynięcia i wypełnienia wykroju dla dwóch różnych kształtów matrycy zamkniętej podano na rys. 18.14.

414

Wykonawstwo ćwiczeń laboratoryjnych

Tabela 18.25. Wyniki pomiarów parametrów kucia w matrycy zamkniętej Nr 1 próbki

I

1 2 3 4 5

Wymiary wsadu b ho 1 mm 20 20 20 20 20 0

0

hi

Wymiary przedkuwki b, ai Cl mm

Ah

\

Wymiary odkuwki b c a mm k

k

k

| | 1

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 2

NR 1

<J»16

NR 3

4> 16

R

NR 5

NR 4

NR 6

D>16

Rys. 18.15. Konstrukcja stempli do wyciskania przeciwbieżnego Próby wyciskania prze­ ciwbieżnego wykonuje się na 6 próbkach aluminiowych o wy­ miarach początkowych do = 30 mm i wysokości h = 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 reje­ strujemy wartość siły wyciskania F - zależnej od umocnienia aluminium (rys. 18.16) oraz wymiarów odkształconej próbki (rys. 18.17). 0

p

CC

% 260 . 240 8 220 •S? 200 | 180 n 160 >* 140 C§ 120 O- 100 o C 60 « 40 A? 2 0 % O 0 8 0

10

20

30 40 50 60 70 STOPIEŃ GNIOTU, %

Rys. 18.16. Krzywa umocnienia aluminium

80 90

416

Wykonawstwo ćwiczeń laboratoryjnych

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 oblicza­ my zależnością (10.11), dla którego przyjmuje się: g - naprężenie uplastyczniające (wyznaczamy p

dla danego gniotu c wh

A'

2

100,%), korzy-

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 wy­ ciskania sporządzamy wykresy zmian siły w zależności od długości części kalibrującej stem­ pla: F =f(b); F = f ( b ) , t

Rys. 18.17. Parametry strefy odkształcenia przy wyciskaniu przeciwbież­ nym

p

gdzie: F - siła obliczona (teoretyczna), F - siła zmierzona (doświadczalna). t

p

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 wyci­ skania przeciwbieżnego. Wyniki obliczeń i pomiarów zestawiamy w tabeli 18.26. Tabela 18.26. Parametry procesu wyciskania przeciwbieżnego h

0

| do

D

d | mm

1

|

h

|

b

F

F

t

MPa

p

kN

LA

Numer stempla 1 2 3 1 4 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 ćwicze­ niu. Należy uwzględnić stałą wartość: współczynnika wyciskania (wz. 10.1) i stopnia gniotu (wz. 10.2).

18. Przebieg prób laboratoryjnych

417

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 (podrozdz. 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, od­ kształcenie jednorodne a odkształcenia zbędne (podrozdz. 11.5). 11) Procesy ciągnienia rur - charakterystyka poszczególnych metod (schematy stref odkształ­ cenia, 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

418

Wykonawstwo ćwiczeń laboratoryjnych

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 R , wydłużenia względnego Aioo oraz przewężenia Z ciągnionych prętów. 4. Przeprowadzenie prób ciągnienia rur na pusto. 5. Analiza parametrów geometrycznych rur po ciągnieniu. m

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 po­ miaru średnicy początkowej d przy pomocy śruby mikrometrycznej. Pomiar wykonujemy w trzech miejscach na długości pręta (doi, don, d m), a następnie wyniki uśredniamy. Trzy pręty ciągniemy z gniotami odpowiednio: z = 10, 20 i 30% (uzyskujemy trzy różne średnice końco­ we d ). Następnie, po dokonaniu pomiarów średnic końcowych d (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 = 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 i d - pole przekroju poprzecznego i średnica próbki przed rozciąganiem (dla próbki nieodkształconej przyjmuje się średnicę d , a dla próbek po ciągnieniu d = d ), - F - maksymalna siła rozciągająca, - L - długość bazy pomiarowej po zerwaniu próbki, - d - średnica próbki po zerwaniu, w najwęższym miejscu szyjki. Wyniki pomiarów i obliczeń zestawiamy w tabeli 18.27. 0

0

k

k

0

0

0

0

0

k

m

u

u

Tabela 18.27. Wpływ procesu ciągnienia na własności wyrobów ciągnionych na zimno 1 Lp. 0 1 2 1

3

do mm

d mm k

-

z %

0 10 20 30

L mm 0

d mm u

L mm u

F kN m

MPa

Aioo

%

Z %

419

18. Przebieg prób laboratoryjnych

Na podstawie otrzymanych wyników sporządzamy (w jednym układzie współrzędnych) wykresy zmian własności mechanicznych ciągnionej stali w funkcji wielkości zadanego od­ kształcenia (gniotu): R = f (z); A o = f (z) i Z = f (z). m

10

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 do i grubości ścianki g (rys. 11.11). Przed rozpoczęciem ćwiczenia mierzymy badane rury. Pomiary średnicy ze­ wnętrznej dokonujemy w trzech miejscach na długości rury (d i, do , do m), natomiast pomiar grubości ścianki wykonujemy w trzech miejscach na obwodzie rury (g i, gon, goni)- Na podsta­ wie pomiarów, po uśrednieniu otrzymanych wyników, określamy grubościenność rur go_ 2go_ (18.21) 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 oraz grubości ścianki g , w taki sam sposób, jak dla wy­ miarów początkowych. Wyniki dokonanych pomiarów pozwolą na określenie: - całkowitego współczynnika wydłużenia, obliczanego zależnością (11.2) oraz współczynni­ ków wydłużenia względem średnicy X (wz. 11.3) i ścianki rury X (wz. 11.4), - zmian grubości ścianki rury poprzez określenie jej redukcji: • bezwzględnej Ag = g - g (18.22) z

0z

zn

0

z

0

G r

=

=

r

kz

k

d

g

k

• względnej (procentowej)

^100= go

0

g k

~ ° 100

(18.23).

g

So

Wyniki przeprowadzonych pomiarów i obliczeń zamieszczamy w tabeli 18.28.

z %

1

10

2

20

mm

ra

Lp.

cv

Tabela 18.28. Parametry procesu ciągnienia rur na pusto G

mm

-

r

Ag mm

Ag/go %

^g -

-

-

Przeprowadzone badania pozwolą na dokonanie analizy zmiany grubości ścianki oraz pa­ rametrów 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.

420

Wykonawstwo ćwiczeń laboratoryjnych

18.11.

Odkształcenia w procesach tłoczenia

Wymagany zakres wiadomości** 1) 2) 3) 4) 5) 6) 7) 8) 9) 10) 11) 12)

Kryteria doboru materiałów w postaci blach do tłoczenia (podrozdz. 12.1.1). Materiały w postaci blach, stosowane w przemyśle motoryzacyjnym (podrozdz. 12.1.2). Nierównomierność (anizotropia) własności blach (podrozdz. 12.1.3). Narzędzia do tłoczenia (podrozdz. 12.2). Prasy do tłoczenia, np. prasa - rys. 12.5, (podrozdz. 12.2). Stadia procesu wytłaczania z zastosowaniem dociskacza (podrozdz. 12.5). Charakterystyka zmian parametrów siłowych w procesie wytłaczania (podrozdz. 12.5). Schematy naprężeń i odkształceń przy osiowo-symetrycznym wytłaczaniu (podrozdz. 12.5). Zmiany odkształceń logarytmicznych na osiowym przekroju miseczki cylindrycznej (pod­ rozdz. 12.6). Zjawiska ograniczające proces wytłaczania (podrozdz. 12.7). Kryteria stosowania dociskacza w procesie wytłaczania i przetłaczania (podrozdz. 12.8). 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 8 odkształcenia loga­ rytmicznego. 4) Określenie stopnia nierównomierności własności blachy a. 5) Rejestracja przebiegu zmian parametrów siłowych i geometrycznych oraz obliczenia maksymalnej siły wytłaczania i siły docisku. g

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 jednooperacyjnym 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 wytła­ czania: siła na stemplu F , ciśnienie na dociskaczu p , droga stempla s oraz ubytek kołnierza Ad w funkcji czasu t. w

k

Zakres wiadomości dla kierunku Metalurgia

d

421

18. Przebieg prób laboratoryjnych

Na podstawie zmierzonych wielkości istnieje możliwość określenia zmian prędkości pro­ cesu wytłaczania v , zmian prędkości ubytku kołnierza v dk oraz zmian naprężenia w bocznych ściankach wytłoczki a i na dociskaczu a . Do badań stosowane są próbki ze stali nisko węglowej (08X, 08XJ lub 10) w kształcie krążków z blachy o grubości g = 0,8 mm oraz średnicy początkowej d = 55 mm i 75 mm. Wytłaczanie przeprowadzane jest przy pomocy stempla o średnicy d = 40 mm. Próby wytła­ czania miseczek prowadzone więc będą przy różnych współczynnikach ciągnienia mi. a) m! = d /do= 0.73 dla względnej grubości krążka blachy W = (go/D )100 = 1.5%, przy d = 55 mm; b) im s 0.53 dla W = 1.0%, przy do = 75 mm. Wariant wytłaczania a) pozwala na przeprowadzenie operacji wytłaczania bez użycia dociskacza, zgodnie z warunkiem zastosowania dociskacza. Przyjmuje się, że zastosowanie dociskacza jest konieczne, jeżeli spełniona jest nierów­ ność (12.23) jako W . 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 = d + g , mm, d - średnica stempla, ok. 40mm, go - początkowa grubość blachy, ok. 0.8 mm, R - wytrzymałość na rozciąganie, 320 MPa, ki - współczynnik dla wytłaczania części walcowych ze stali 08 i 10, zależny od wartości W = (go/D )100% [15], przy czym w przypadku wytłaczania miseczki z krążka o średnicy: d = 55 mm, kj = 0,35*0,37, a d = 75 mm, k! = (0,9*1,0). Siłę dociskania F , określamy z zależności (12.24), przyjmując: d = 42 mm, r = 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 należy określić uwzględniając, pomiar ci­ śnienia p na manometrze oraz wymiary pierścienia pośredniczącego 11 (rys. 15.6) (d = 167 mm, d = 147,5 mm) ze wzoru s

A

s

d

0

0

s

s

gk

0

0

gk

zd

s

0

s

m

gk

0

0

0

d

m

m

dd

z

w

(18.24) Stopień anizotropii własności blachy wyznaczamy ze wzoru (wz. 12.1), mierząc średnie wysokości miseczki (h i h ), odpowiednio dla jej wypukłości i wklęsłości (rys. 18.19). W tej części ćwiczenia należy określić: - współczynnik ciągnienia, m = d /D , stopień odkształcenia, K = l/m, względną grubość krążka W = (gn/D ) 100%, warunek zastosowania dociskacza W (wz. 12.23), wielkość siły przy wytłaczaniu: wynikająca z pomiarów F i z obliczeń F (wz. 12.24), wielkość siły dociskania z pomiarów F (wz. 18.24) i z obliczeń F (wz. 12.24), stopień anizotropii blachy a (wz. 12.1). u

d

s

0

gk

0

zd

wd

dd

wt

dt

422

Wykonawstwo ćwiczeń laboratoryjnych

Wyniki pomiarów i obliczeń należy zestawić w tabeli 18.29. Tabela 18.29. Wyniki pomiarów i obliczeń parametrów siłowych procesu wytłaczania Lp. a b

do go mm mm 55 75

w

z d

-

d d r r mm mm mm mm s

m

m

s

Część 2. W tej części ćwiczenia do­ konamy osiowego przecięcia wytłoczonej miseczki i wykonamy pomiary grubości ścianki miseczki (co ok. 2 mm) w punk­ tach 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 (e ) w funkcji numeru punktu pomiarowego (rys. 18.19 irys. 12.21).

m

K

-

-

kN

Fd kN

a

F Pd Fdd kN MPa kN

W

dt

%

ok. 40,0 gis

gl4 J9_ J8_

JL J5_ \

g

T T

Rys. 18.19. Osiowy przekrój wytłoczki z zaznaczo­ nymi punktami pomiarowymi

Tabela 18.30. Wyniki pomiarów i obliczeń zmian grubości ścianki miseczki Numer punktu pomiarowego 1 2

go mm

Próbka a: g mm

e

e

go mm

Próbka b: g mm

8

e

n 8 wg zależności (12.18), g - bieżąca grubość wytłoczki e

Na podstawie wykonanych prób wytłaczania i obliczeń w sprawozdaniu należy opra­ cować 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,

18. Przebieg prób laboratoryjnych

423

-

porównanie wartości sił wytłaczania (obliczonej i doświadczalnej) - przyczyny występu­ jących różnic, anizotropia własności blachy używanej w próbach wytłaczania miseczek na podstawie wyznaczonego stopnia nierównomierności własności (a), analiza uzyskanych rozkładów odkształceń grubości ścianki wytłoczki - przyczyny wystę­ pujących 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 przed­ stawionymi 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

424

Wykonawstwo ćwiczeń laboratoryjnych

-

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 wyni­ ki tej próby zestawiamy w tabeli 18.31. Tabela 18.31. Tłoczność blach oznaczona w próbie Erichsena Lp. próby 1 2 3

Kategoria blachy

g mm

b mm

Di

mm

B

G T

Tłoczność IE, mm: pomiar 1 pomiar 2 pomiar 3

średnia

|

27

Część 2. Próba tłoczności metodą Fukui Ocenę tłoczności blachy dokonujemy wg kryterium minimalnej średnicy wytłoczki (podrozdz. 13.4). Po wykonaniu pomiaru grubości blachy g i średnicy próbki D realizujemy próbę w specjalnym przyrządzie na prasie ZD4 (rys. 15.2). Próbę wytłaczania prowadzimy do pęk­ nięcia próbki. Na podstawie pomiarów średnicy wytłoczki d i d obliczamy wskaźnik tłoczności T| i stopień anizotropii własności blachy a. Wyniki przedstawiamy w tabeli 18.32. 0

max

min

F

Tabela 18.32. Wskaźniki tłoczności blach określone metodą Fukui Nr próby 1 2 3

d , 0

Wymiary próbki mm g, mm

Wymiary wytłoczki d

m a x

,

mm

Anizotropia ct,%

Tłoczność

dmin, mm

"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 walcoania. Zgodnie z rozdziałem 13.5 dokonujemy pomiaru szerokości próbki b i długości bazy umiarowej 1 . Próbki poddajemy rozciąganiu do granic wydłużenia równomiernego (maksium siły rozciągającej F ). 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 0

0

m

18. Przebieg prób laboratoryjnych

(notacja Lileta). Wartość współczynnika anizotropii normalnej wyznaczamy również na pod­ stawie nomogramu (rys. 13.5). Wyniki pomiarów i obliczeń zestawiamy w tabeli 18.33. Tabela 18.33. Współczynniki anizotropii normalnej blach Kąt wycięcia 1 Nr próbki próbki 1 2

13

Wymiary próbki b

0

lo

mm

b

1

0 45 90

Wskaźnik anizotropii normalnej Lankforda wg nomogramu Lileta R R Rśr

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 gj. Próbę należy prowadzić do osiągnięcia liczby przegięć: odpowiadającej pojawieniu się pierwszego pęknięcia N , przy której nastąpiło całkowite złamanie próbki N . Wyniki pomiarów i obliczeń zestawiamy w tabeli 18.34. bp

bz

Tabela 18.34. Wskaźniki przeginania blach Nr próbki

1

Wymiary próbki b 1 mm

r

Parametry próbki | h mm

Liczba przegięć N N -

F N

bD

bz

1 2 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 po­ wrotu P = a' - a. Wyniki pomiarów i obliczeń zestawiamy w tabeli 18.35. Tabela 18.35. Wskaźniki sprężynowania blach określone w próbie zginania Nr próbki 1 2 3 4

b

Wymiary próbki 1 mm

a

Średnica rolek D mm

a

Kąty gięcia a' o

426

Wykonawstwo ćwiczeń laboratoryjnych

Oceniamy wpływ kąta gięcia a na wartość kąta sprężynowania p. Część 6. Próba spłaszczania rur Badaniu poddajemy dwie rury o różnej średnicy d i grubości ścianki g, ściskając je w maszynie wytrzymałościowej ZD10 (rys. 15.2). Jedną próbkę spłaszczamy do styku po­ wierzchni wewnętrznej, a drugą do wysokości h = A d . Oględziny powierzchni zgięcia pozwa­ lają na podanie wyniku próby. z

l

z

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 wyznacza­ jąc ilość skręceń N . Wyniki pomiarów i obliczeń zestawiamy w tabeli 18.36. z

Tabela 18.36. Wskaźniki jednokierunkowej próby skręcania drutu 1

Nr próbki 1 2 3

Średnica drutu d mm

L mm

Warunki próby F N

Wynik próby n skr./s

-

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 , przy której nastąpiło całkowite złamanie próbki N . Wyniki pomiarów i obliczeń zestawiamy w tabeli 18.37. bp

bz

Tabela 18.37. Wskaźniki próby dwukierunkowego przeginania drutu Nr próbki

Średnica drutu d mm

r

1

Parametry próby h |: d mm e

F N

1 2 3 Część 9. Kontrola jakości zawleczek Kontroli poddajemy zawleczkę wg następujących badań: sprawdzenie materiału, sprawdzenie wyglądu zewnętrznego, sprawdzenie wymiarów, - próba przeginania.

N

Wynik próby N

bn

1 te

1

427

18. Przebieg prób laboratoryjnych

Dokonujemy pomiaru d, D, 1 1 oraz porównujemy je z możliwymi tolerancjami wymia­ rowymi (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. 1?

2

Podsumowanie i wnioski W podsumowaniu zestawiamy tabelarycznie (tab. 18.38) wyniki wszystkich przeprowa­ dzonych prób technologicznych. Tabela 18.38. Wskaźniki jakościowe

LA

1 LP1 1 2 3 4 6 7 8 9

prowadzonych prób technologicznych

NAZWA PRÓBY Próba Erichsena Próba Fukui Współczynnik anizotropii normalnej Próba przeginania blach i taśm Technologiczna próba zginania Próba spłaszczania rur Próba skręcania drutu Próba dwukierunkowego przeginania drutu Jakość zawleczki

WYNIK PRÓBY IE =

Kategoria a =

TlF =

R=

N

b o

Rśr N = =

=

bz

P= Opis powierzchni zgięcia: N = N = Opis jej jakości: z

bD

N = bz

|

We wnioskach należy ustosunkować się do uzyskanych rezultatów oraz wykazać, w któ­ rych próbach były niezgodności z wymaganiami realizacji prób technologicznych.

Literatura

429

LITERATURA

[I] [2] [3] [4] [5] [6]

[7] [8] [9] [10] [II] [12] [13] [14] [15] [16]

[17] [18] [19] [20]

Avitzur B.: Metal Forming: Processes and Analysis. New York - St.Louis - San Franci­ sco - Toronto - London - Sydney. McGraw-Hill Book Company 1968 Bernstejn M.L., Zajmowskij W.A.: Struktura i własności mechaniczne metali. Warsza­ wa, WNT 1973 Beynon J.H., Sellars CM.: Modelling of Microstructure and its Effect during Multipass Hot Rolling. ISIJ Int., 32 (1992) 359-367 Blazynski T.Z.: Metal Forming. Tod Profile and Flow. London, The Macmillan Press Ltd., 1976 Blazynski T.Z.: Redundant Deformations in some Tube Forming Process. Metalurgia i Odlewnictwo, ZN AGH Kraków, 3 (1977) 4,445-467 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 Bosiacki K.: Prasy mechaniczne stosowane w tłocznictwie. Warszawa, PWT 1959 Bosiacki K., Marciniak Z., Seyna F.: Zarys tłocznictwa. Warszawa, PWT 1958 CAD-CAM FORUM - miesięcznik (lata 1993-2000) Chlebus E., Cholewa M.: Rapid prototyping - rapid tooling. CAD-CAM FORUM, 11 (1999) Dobrucki W.: Podstawy konstrukcji i eksploatacji walcowni. Katowice, Wyd. Śląsk 1981 Dobrzański L.A: Metaloznawstwo z podstawami nauki o materiałach. Warszawa, WNT, 1996 Dobrzański L.A., Nowosielski R.: Badania własności fizycznych. Metody badań metali i stopów. Warszawa, WNT 1987 Dowling N.E.: Mechanical behavior of materials. New Jersey, Prentice Hall 1993 Erbel S., Kuczyński K., Marciniak Z.: Obróbka plastyczna. Warszawa, PWN 1981 Erman E., Kuhn H.A.: Novel Test Specimen for Workability Measurements in Com­ pression Testing of Homogeneous Materials and Composites. STP 808, American Socie­ ty for Testing and Materials, 1983, 279-290 Gabryszewski Z., Gronostajski J.: Mechanika procesów obróbki plastycznej. Warszawa, PWN 1991 George O.: AutoCAD 1000 Tips & Tricks. Gliwice, Wyd. Helion 1997 Gierzyńska M.: Tarcie, zużycie i smarowanie w obróbce plastycznej metali. Warszawa, WNT 1983 Godziszewski J., Mania R., Pampuch R.: Zasady planowania doświadczeń i opracowy­ wania wyników pomiarów. Kraków, Wyd. AGH 1987, skrypt nr 1093

430

[39]

Procesy przeróbki plastycznej

Golatowski T.: Prasy mechaniczne. Konstrukcja, eksploatacja i modernizacja. Warsza­ wa, 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 Ślą­ skiej, 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 wyro­ bów płaskich. Wyd. 1, Katowice, Wyd. Śląsk 1979 Kajtoch J.: Charakterystyka niektórych krajowych walcowni. Hutnik - Wiadomości Hut­ nicze, 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 - Kali­ browanie wykrojów walców. Hutnik - Wiadomości Hutnicze, 51 (1984) 12,473-^481 Kajtoch J.: Systemy kontrolowanego chłodzenia walcówki. Hutnik - Wiadomości Hutni­ cze, 52 (1985) 2, 50-58 Kajtoch J.: Theoretical Analysis of Rolling Factors Influence on Metal Torsion Parame­ ters on Outer Layers by Rolling in a Rotary Piercing Mill. Metallurgy and Foundry En­ gineering, 25 (1999) 2, 139 - 153 Kajtoch J., Kazanecki J.: Badania doświadczalne wpływu technologii odkształcenia na parametry skręcenia zewnętrznych warstw metalu przy skośnym walcowaniu tulei ruro­ wych. Hutnik - Wiadomości Hutnicze, 66 (1999) 10, 462-473 Kajzer S., Kozik R., Wawrzynek A., Wusatowski R.: Podstawy odkształcenia plastycz­ nego 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 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 dziurującej. 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 dziurującej. 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 Grenzumformgrades 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 półwyro­ bów 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 Tech­ nical Note 13931,1997 Kuźmiński Z.: Plastometryczna ocena własności stali konstrukcyjnej w procesie od­ kształcania 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 Eu­ ropean Conference on Continuous Casting, October 20-30, 1998, Spain, 535-542 Lenard J.G., Pietrzyk M., Cser L.: Mathematical and Physical Simulation of the Proper­ ties 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 rd

432 [58]

Procesy przeróbki plastycznej

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 meta­ li. Kraków, Wyd. AGH, skrypt: nr 220 - 1971, nr 418 - 1974 [61] Madej J., Wnęk Z.: Rurownictwo - cz. 1: Teoretyczne podstawy i technologia wytwa­ rzania 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 wystę­ pami. 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. ra­ mowe 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. Pod­ stawy 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, 7 1 [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 waha­ dłowych [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 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 Mate­ riałowej, 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 odkuwek. Hutnik - Wiadomości Hutnicze, 65 (1998) 6, 200-208

th

434

Procesy przeróbki plastycznej

[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 wielowykrojowego odkuwek osiowosymetrycznych. Obróbka Plastyczna Metali, 5 (1994) 1,11-15 [112] Sińczak J., Łapkowski W.: Swobodne wydłużanie materiału o nieciągłej budowie we­ wnętrznej. 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 Od­ lewnictwo, 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 Superalloy 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 Recrystallization - 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 Ca­ sting of Steels. Symp. Mat. Physical Simulation of Welding, Hot Forming, and Continu­ ous Casting, May 2-4 , 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 th

Literatura

[129] [130] [131] {132] [133] [134] [135] [136] [137] [138] [139]

435

Wasiunyk P.: Kucie matrycowe. Warszawa, WNT 1987 Wasiunyk P.: Kucie na kuźniarkach. Warszawa, WNT 1973 Wasiunyk P.: teoria procesów kucia i prasowania. Warszawa, WNT 1990 Wasiunyk P.: Walcownictwo i ciągarstwo. Warszawa, WSiP 1978 Wasiunyk P., Jarocki J.: Kuźnictwo iprasownictwo. Warszawa, WSiP 1991 Winkler T.: Wspomaganie komputerowe CAD-CAM. Komputerowy zapis konstrukcji Warszawa, WNT 1997 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 Woodall S.M., Schey J.A.: Development of New Workability Test Techniques. J. Mech Work. Techn., 2 (1979) 367-384 Wosiek E., Nowakowski A.: Kalibrowanie walców. Kraków, Wyd. AGH 1977, skrypt n 549 Zalecenia do obróbki plastycznej metali. Instytut Obróbki Plastycznej. Branżowy Ośro dek Informacji Naukowej, Technicznej i Ekonomicznej. Praca zbiorowa. INOP. 1978-7S Zalecenia do obróbki plastycznej metali. Instytut Obróbki Plastycznej. Branżowy Ośro dek Informacji Naukowej, Technicznej i Ekonomicznej. Praca zbiorowa. INOP-2/201 21-78