WPŁYW STANÓW MECHANICZNYCH W KOTLINIE WALCOWNICZEJ NA ZAMYKANIE I ZGRZEWANIE NIECIĄGŁOŚCI WE WLEWKACH Z COS

Transkrypt

1 Monografi e Dariusz Woźniak WPŁYW STANÓW MECHANICZNYCH W KOTLINIE WALCOWNICZEJ NA ZAMYKANIE I ZGRZEWANIE NIECIĄGŁOŚCI WE WLEWKACH Z COS Gliwice 2013

2 RECENZENCI Prof. dr hab. inż. Franciszek GROSMAN Prof. dr hab. inż. Stanisław TURCZYN KOMITET NAUKOWY SERII MONOGRAFIE Prof. dr hab. inż. Leszek BLACHA Prof. dr hab. inż. Włodzimierz DERDA Prof. dr hab. inż. Henryk DYJA, Dr h.c. Prof. dr hab. Roman KUZIAK Prof. dr hab. inż. Andrzej ŁĘDZKI Prof. dr hab. inż. Kazimierz MAMRO Prof. dr hab. Józef PADUCH ISBN: Wydawca: Instytut Metalurgii Żelaza, ul. K. Miarki 12-14, Gliwice ZESPÓŁ REDAKCYJNY redaktor naczelny prof. dr Tadeusz BOŁD zastępca redaktora naczelnego prof. dr hab. Józef PADUCH redaktorzy tematyczni prof. dr hab. Roman KUZIAK, dr Grażyna STANKIEWICZ, dr hab. inż. Marian NIESLER, prof. nzw., dr hab. Jerzy WIEDERMANN, prof. nzw. redaktorzy techniczni mgr inż. Ewa PACZOSKA, dr inż. Joanna FURMANEK Skład i łamanie: AKAPIT Gliwice, tel Druk: D&D Sp. z o.o. Gliwice, tel

3 Spis treści Wykaz ważniejszych oznaczeń WPROWADZENIE STUDIUM LITERATUROWE WADY WLEWKÓW Z COS KALIBROWANIE STOSOWANE W WALCOWNIACH BRUZDOWYCH DO WALCOWANIA PRĘTÓW I WALCÓWKI Wykroje Układy wydłużające KALIBROWANIE WALCÓW W NOWOCZESNYCH WALCOWNIACH ŚREDNICH I MAŁYCH NOWE URZĄDZENIA I TECHNOLOGIE WALCOWANIA UMOŻLIWIAJĄCE INTENSYFIKACJĘ ODKSZTAŁCANIA PASMA Walcarki intensywnej redukcji System walcowania ADF CZYNNIKI WPŁYWAJĄCE NA PŁYNIĘCIE MATERIAŁU ORAZ ZAMYKANIE I ZGRZEWANIE NIECIĄGŁOŚCI Parametry wpływające na sposób płynięcia materiału w procesie walcowania Kryteria zamykania i zgrzewania wewnętrznych nieciągłości materiału w procesie walcowania na gorąco Wpływ współczynnika kształtu strefy odkształcenia na zamykanie i zgrzewanie nieciągłości wewnętrznych PODSUMOWANIE PRZEGLĄDU LITERATURY CEL I TEZA PRACY NUMERYCZNA ANALIZA STANÓW TERMO- MECHANICZNYCH W KOTLINIE ODKSZTAŁCENIA

4 4 Dariusz Woźniak 4.1. ANALIZA STANÓW MECHANICZNYCH W PRÓBKACH ODKSZTAŁCANYCH W SYMULATORZE TERMOMECHANICZNYM Cechy geometryczne wsadu i narzędzi Zdefiniowanie ruchu narzędzi i wstępnego położenia próbki względem narzędzi Zdefiniowanie właściwości reologicznych materiału Zdefiniowanie warunków brzegowych Wyniki symulacji stanów mechanicznych w kotlinie odkształcenia dla badań w symulatorze termomechanicznym ANALIZA STANÓW MECHANICZNYCH W PRÓBKACH WALCOWANYCH W ZESPOLE WALCOWNICZYM Cechy geometryczne wsadu i narzędzi Zdefiniowanie ruchu narzędzi i wstępnego położenia próbki względem narzędzi Zdefiniowanie właściwości reologicznych materiału Zdefiniowanie warunków brzegowych Wyniki symulacji stanów mechanicznych procesu walcowania ANALIZA ZJAWISKA ZAMYKANIA I ZGRZEWANIA WEWNĘTRZNYCH NIECIĄGŁOŚCI OSIOWYCH BADANIA EKSPERYMENTALNE DLA RÓŻNYCH UKŁADÓW KALIBROWANIA PROGRAM I METODYKA BADAŃ KALIBROWANIE WYKROJÓW STANOWISKA BADAWCZE Symulator termomechaniczny Zespół walcowniczy MATERIAŁ BADAŃ Próbki do badań w symulatorze termomechanicznym Pręty wsadowe do walcowania w zespole walcowniczym WYNIKI BADAŃ

5 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej BADANIA MIKROSKOPOWE WALCOWANYCH PRĘTÓW Metodyka badań Wyniki badań ANALIZA WYNIKÓW BADAŃ KONCEPCJA EFEKTYWNEGO WALCOWANIA WLEWKÓW Z COS WNIOSKI STRESZCZENIE

6 6 Dariusz Woźniak Wykaz ważniejszych oznaczeń: a bok pasma kwadratowego, mm b szerokość, mm b k szerokość wykroju, mm B k szerokość wykroju w linii rozdziału, mm c ciepło właściwe, J/kg C h wysokość, mm h 0 wysokość wsadu, mm h b głębokość wcięcia wykroju, mm h k końcowa wysokość pasma, mm k σ wskaźnik stanu naprężenia l d długość rzutu łuku styku, mm m współczynnik czułości na prędkość odkształcenia m t czynnik tarcia n wskaźnik umocnienia materiału, qo strumień ciepła r promień zaokrąglenia wykroju, mm r 1 wewnętrzny promień zaokrąglenia wykroju, mm r 2 zewnętrzny promień zaokrąglenia wykroju, mm R promień wykroju owalnego, mm t czas, s T k temperatura narzędzia, C T ot temperatura otoczenia, C s szczelina na kołnierzu, mm S pole powierzchni wykroju, mm 2 α kąt chwytu, deg α 1 współczynnik przewodzenia ciepła do narzędzi, W/m 2 C α 2 współczynnik przewodzenia ciepła do otoczenia, W/m 2 C β współczynnik poszerzenia γ współczynnik gniotu współczynnik kształtu strefy odkształcenia, mm h, b, l gniot, poszerzenie i wydłużenie bezwzględne, mm ε 1, ε 2, ε 3 odkształcenia główne ε b, ε h, ε l składowe odkształcenia względne, ε x, ε y, ε z składowe odkształcenia wzdłuż osi x, y, z ε r emisyjność ε i odkształcenie zastępcze fo prędkość odkształcenia

7 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej... 7 fo ij tensor prędkości odkształcenia odkształcenie pękania ϕ i rzeczywiste odkształcenie zastępcze λ współczynnik wydłużenia f * p λ p przewodność cieplna, W/ m 2 C γ odkształcenie postaciowe γ p graniczne odkształcenie postaciowe co prędkość odkształcenia postaciowego η współczynnik uwzględniający część pracy odkształcenia przekształconej na ciepło μ współczynnik tarcia ρ gęstość, kg/m 3 σ 1, σ 2, σ 3 naprężenia główne, Pa σ B stała Stefana-Boltzmanna σ i naprężenie zastępcze, Pa σ p naprężenie uplastyczniające, Pa σ ij dewiator stanu naprężenia σ m naprężenie średnie, Pa σ x, σ y, σ z składowe naprężenia normalne, Pa τ naprężenie tarcia, Pa τ i zastępcze naprężenie styczne, Pa

8 8 Dariusz Woźniak 1. WPROWADZENIE Rozwój technologii stosowanych w przemyśle hutnictwa żelaza spowodował w latach sześćdziesiątych XX wieku wdrożenie procesu ciągłego odlewania stali. Po osiągnięciu dojrzałości przemysłowej, co nastąpiło w latach siedemdziesiątych XX wieku proces odlewania ciągłego rozwija się intensywnie. Zmiany w procesie odlewania stali charakteryzowało szybkie przechodzenie z tradycyjnego odlewania wlewków na odlewanie ciągłe. Udział wlewków z COS w ogólnej produkcji hutniczej w świecie w 1970 roku wynosił tylko 4,3%, w 1990 roku już 59%, a w roku 2012 osiągnął poziom 98%. W Polsce szybki rozwój procesu ciągłego odlewania stali miał miejsce w latach dziewięćdziesiątych XX wieku. Wlewki z COS w 1992 roku stanowiły tylko 7,7% udziału w ogólnej produkcji hutniczej w Polsce, a już w roku 2001 stanowiły około 95%. Przyczyną szybkiego rozwoju procesu ciągłego odlewania stali są zarówno jego zalety ekonomiczne, jak i jakościowe w porównaniu z odlewaniem konwencjonalnym do wlewnic. We wlewkach o przekroju kwadratowym i prostokątnym, odlewanych w sposób ciągły, stanowiących obecnie podstawowy rodzaj wsadu dla walcowni bruzdowych, występują wady w postaci wewnętrznych nieciągłości materiałowych, tj. pustka środkowa (osiowa), porowatość środkowa (rzadzizna osiowa), pęknięcia środkowe i inne. Główną przyczyną powstawania wewnętrznych nieciągłości materiałowych we wlewkach jest występowanie skurczu objętościowego, a zatem i liniowego odlanej stali. Pustka środkowa pokazana na rysunku 1.1, na przykładzie wsadu o przekroju kwadratowym mm, ma postać szczelin rozciągniętych na długości osi środkowej wlewka ciągłego. a) b) Rys Nieciągłości osiowe widoczne w przekrojach: a) wzdłużnym i b) poprzecznym

9 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej... 9 W praktyce przemysłowej, typowej dla współczesnych walcowni bruzdowych, wlewki z COS walcowane są z użyciem układów kalibrowania opracowanych dla wsadów w postaci kęsisk i kęsów wytwarzanych w walcowniach wstępnego przerobu. Wsad wstępnie walcowany (kęsiska i kęsy) charakteryzuje się wysokim stopniem przerobu, jednorodną strukturą, dobrą jakością powierzchni i zaokrąglonymi narożami. Natomiast wlewki z COS mają strukturę typową dla wyrobów odlewanych, cechującą się wewnętrznymi wadami w postaci nieciągłości materiałowych i pęknięć. Dodatkową wadą wlewków z COS są ostre naroża. Zastosowanie do takiego wsadu klasycznych systemów kalibrowania, szczególnie przy walcowaniu prętów i walcówki powoduje, że stany naprężeń i odkształceń powstające w kotlinie walcowniczej nie sprzyjają efektywnemu zamykaniu i zgrzewaniu nieciągłości materiału zlokalizowanych w osi wzdłużnej wlewków ciągłych. W zależności od rozmiarów nieciągłości osiowych, w szczególności pustki środkowej i wydłużenia całkowitego podczas walcowania, ale również od kształtu wykrojów i sposobu odkształcania, wady takie mogą być przyczyną pogorszenia właściwości wytrzymałościowych i plastycznych wyrobów walcowanych, a nawet mogą je dyskwalifikować. Przykładowe wady prętów okrągłych Ø63 mm i kwadratowych 60 mm powstałe w następstwie pustek osiowych występujących we wlewku ciągłym (rys. 1.1) przedstawiono na rysunkach Pręty były walcowane z wlewków ciągłych o przekroju kwadratowym mm ze stali w ga- Rys Pustka środkowa w pręcie okrągłym Ø63 mm walcowanym z wlewka ciągłego 160 mm

10 10 Dariusz Woźniak Rys Pustka środkowa w pręcie kwadratowym 60 mm walcowanym z wlewka ciągłego 160 mm Rys Porowatość środkowa w pręcie okrągłym Ø60 mm walcowanym z wlewka ciągłego 160 mm

11 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej tunku S355. Przedstawione na rysunkach makrostruktury prętów wykazały występowanie w środku przekroju poprzecznego nieciągłości w postaci pustki środkowej (rys. 1.2 i 1.3) lub porowatości środkowej (rys. 1.4). Średnica pustki środkowej wynosiła około 4 mm. W przypadku porowatości środkowej średnia średnica porów wynosiła około 0,5 mm. We wszystkich prętach widoczna jest pierwotna struktura dendrytyczna obejmująca większą część przekroju poprzecznego, za wyjątkiem warstwy podpowierzchniowej o grubości w zakresie od 3,5 mm do 6 mm. Właściwości mechaniczne i strukturę wyrobów walcowanych można kształtować w procesie przeróbki plastycznej przez odpowiedni dobór parametrów prowadzonego procesu. W zależności od zastosowanych parametrów technologicznych procesu walcowania właściwości wyrobów można poprawić lub pogorszyć. Poszukiwanie nowych możliwości sterowania właściwościami materiału, w celu poprawy jakości wyrobów gotowych, przez wpływanie na warunki kształtowania jest obszarem intensywnych badań w wielu ośrodkach naukowo-badawczych [22, 23, 35, 41, 44-46, 51, 52, 55, 58, 59, 62-77]. Na strukturę i właściwości wyrobów walcowanych decydujący wpływ ma stan mechaniczny w kotlinie walcowniczej. Zatem poznanie stanów naprężeń i odkształceń w kotlinach walcowniczych o różnych kształtach i umiejętne sterowanie nimi umożliwi wyeliminowanie wielu wad, w tym w szczególności nieciągłości osiowych wyrobów walcowanych.wpływ na intensywność zamykania i zgrzewania nieciągłości w walcowanym paśmie ma kształt i układ wykrojów, szczególnie w obszarze przepustów wstępnych. Celem podjętych badań było określenie wielkości odkształcenia oraz schematów stanu naprężenia w paśmie stalowym odkształcanym w różnych wykrojach walcowniczych stosowanych w układach wstępnych walcowni bruzdowych produkujących pręty lub walcówkę, wyznaczenie stanów mechanicznych sprzyjających zamykaniu i zgrzewaniu wewnętrznych nieciągłości osiowych, znalezienie technologicznego sposobu odkształcania w procesie walcowania wywołującego taki stan naprężeń oraz podanie propozycji kształtu i układu wykrojów umożliwiających uzyskanie pożądanych stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej.

12 12 Dariusz Woźniak 2. STUDIUM LITERATUROWE 2.1. WADY WLEWKÓW Z COS Stosowanie w walcowniach bruzdowych wlewków odlewanych w procesie ciągłym jest następstwem szeregu zalet tego procesu, w porównaniu z procesem odlewania konwencjonalnego do wlewnic, z których do najistotniejszych można zaliczyć: obniżenie zużycia energii do poziomu około 25% energii zużywanej w procesie odlewania konwencjonalnego do wlewnic, obniżenie kosztów wytwarzania półwyrobów i kosztów inwestycyjnych przez wyeliminowanie walcowni wstępnego przerobu (zgniataczy i walcowni kęsów), zwiększenie uzysku półwyrobów o minimum 10% w stosunku do ciekłej stali, zmniejszenie emisji zanieczyszczeń do otoczenia, możliwość wpływania na krystalizację wlewka przez regulowanie prędkością chłodzenia. Nowoczesna technologia ciągłego odlewania stali gwarantuje wysoką wydajność procesu przy zachowaniu wysokiej jakości wlewków, jednak nie są one wolne od wad [17-19]. Charakterystycznymi wadami wlewków kwadratowych pochodzących z procesu ciągłego odlewania stali są nieciągłości o zróżnicowanych kształcie, wielkości i rozmieszczeniu w całej objętości wlewka. Do nieciągłości tych należy zaliczyć: pustkę środkową (rys. 2.1), porowatość środkową (rys. 2.2), pęcherze wewnętrzne (rys. 2.3) pęknięcia podpowierzchniowe (rys. 2.4), pęknięcia diagonalne (rys. 2.5), pęknięcia środkowe (rys. 2.6), pęknięcia w strefie pośredniej (rys. 2.7) i pęknięcia w obszarze naroży (rys. 2.8). Wady w postaci nieciągłości materiałowych we wlewkach są następstwem krystalizacji i występującego w tym procesie skurczu objętościowego. Na charakter tych wad mają wpływ, opisywane w pracach [18, 19, 40, 52] parametry technologiczne procesu odlewania i kształt przekroju poprzecznego wlewka. Najkorzystniejsze właściwości wlewka zapewnia struktura drobnoziarnista z możliwie największym udziałem wielkości strefy kryształów równoosiowych w stosunku do wielkości strefy kryształów słupkowych i możliwie najmniejszym stopniem segregacji składu chemicznego. Na strukturę wlewka można oddziaływać przez zmianę parametrów technologicznych procesu ciągłego odlewania stali i przez oddziaływania fizykochemiczne głównie w zakresie zmiany w składzie chemicznym stali. Skuteczną i stosowaną w praktyce przemysłowej metodą zwiększania objętości strefy kryształów równoosiowych jest zastosowanie mieszania elektromagnetycznego fazy ciekłej i zwiększenie intensywności odprowadzenia ciepła w krystalizatorze i we wtórnej strefie chłodzenia. Jednak wartości tych parametrów muszą być optymalizowane, gdyż zbyt intensywne mieszanie powoduje powstawanie strefy segregacji ujemnej,

13 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej Rys Pustka środkowa Rys Porowatość środkowa

14 14 Dariusz Woźniak Rys Pęcherze wewnętrzne Rys Pęknięcia podpowierzchniowe

15 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej Rys Pęknięcia diagonalne Rys Pęknięcia środkowe

16 16 Dariusz Woźniak Rys Pęknięcia w strefie pośredniej Rys Pęknięcia w obszarze naroży

17 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej a zbyt szybkie chłodzenie zwiększa skłonność do powstawania pęknięć. Badania procesu ciągłego odlewania stali udowodniły wpływ następujących parametrów technologicznych procesu na krystalizację i jakość wlewków: parametry fizykochemiczne ciekłej stali: skład chemiczny stali (pierwiastki podstawowe, stopowe i domieszkowe), stopień przegrzania ciekłej stali w krystalizatorze powyżej temperatury likwidus, stopień czystości metalurgicznej pod względem zawartości gazów i wtrąceń niemetalicznych, w tym również stopień zmodyfikowania wtrąceń, lepkość, napięcie powierzchniowe, przewodnictwo cieplne, parametry fizykochemiczne stali w czasie krystalizacji (w obszarze dwufazowym) i w stanie stałym przy wysokiej temperaturze: ciepło krystalizacji, przewodnictwo cieplne w obszarze dwufazowym i po krystalizacji, brak występowania przemiany fazy σ w α i/lub fazy α w γ, wytrzymałość mechaniczna stali w wysokich temperaturach, plastyczność i ciągliwość stali w wysokich temperaturach, parametry procesu ciągłego odlewania stali: technika odlewania (wylewy dozatorowe, zanurzeniowe), prędkość odlewania, temperatura odlewanej stali, zasypka smarująca, przekrój wlewka, poziom i stabilność ciekłej stali w krystalizatorze, poziom turbulencji w krystalizatorze, parametry oscylacji krystalizatora (typ oscylacji, częstotliwość, skok, czas zdrowienia), intensywność i równomierność chłodzenia w krystalizatorze, parametry mieszania elektromagnetycznego, intensywność i równomierność chłodzenia wtórnego w poszczególnych strefach, rozkład temperatury na przekroju wlewka w strefie odginania, rozkład naprężeń rozciągających i ściskających w strefie odginania. parametry konstrukcyjne urządzenia do ciągłego odlewania stali: pojemność kadzi lejniczej, konstrukcja kadzi, konstrukcja krystalizatora, stopień zużycia powierzchni roboczej krystalizatora, szczelność ochrony ciekłej stali,

18 18 Dariusz Woźniak wdmuchiwanie argonu, prowadzenie wlewka (cechy geometryczne). Typowa makrostruktura wlewka z COS jest podobna do makrostruktury wlewka odlanego do wlewnicy. Składa się ona z: cienkiej warstwy zewnętrznej drobnokrystalicznej, strefy zorientowanych dendrytów słupkowych, strefy pośredniej obejmującej środkowe dendryty zorientowane i dendryty o orientacji przypadkowej, środkowego obszaru kryształów równoosiowych. Makrostruktura wlewka z COS ma dużo większy wpływ na właściwości końcowe wyrobów walcowanych niż makrostruktura wlewka odlanego do wlewnicy. Podstawową przyczyną tego jest mniejszy stopień przerobu wlewka z COS. Wpływ makrostruktury wlewka na właściwości wyrobu walcowanego szczególnie wyraźnie ujawnia się w przypadku stosowania technologii zintegrowanych polegających na bezpośrednim walcowaniu wlewków z COS. Na obniżenie skłonności do powstawania pęknięć i do segregacji środkowej wpływa zwiększenie udziału strefy kryształów równoosiowych. Na właściwości plastyczne na gorąco znaczny wpływ wywiera wielkość ziarna austenitu. W celu uzyskania wymaganej jakości strefy środkowej wyrobów walcowanie na gorąco wlewków z COS wymaga stosowania znacznie większych gniotów, niż są stosowane w procesie walcowania wlewków odlewanych do wlewnic KALIBROWANIE STOSOWANE W WALCOWNIACH BRUZDOWYCH DO WALCOWANIA PRĘTÓW I WALCÓWKI Wykroje Kalibrowanie walców musi przede wszystkim zapewniać otrzymanie wymaganego kształtu i wymiarów wyrobu gotowego mieszczących się w granicach dopuszczalnych odchyłek wymiarowych, wolnego od wad powierzchniowych i wewnętrznych. Ponadto od kalibrowania wymaga się zapewnienia uzyskania możliwie najwyższej wydajności walcowania i niskiego zużycia walców. Spełnienie powyższych wymagań decyduje o prawidłowości kalibrowania. W kalibrowaniu walców dla prętów i walcówki, w zależności od parametrów technicznych i technologicznych walcowni stosowne są następujące wykroje: skrzynkowe (płaskie, z wgłębieniem) używane jako wykroje zgniatające i wydłużające w zgniataczach, walcowniach kęsów i w przepustach wstępnych walcowni bruzdowych, rombowe wykroje wydłużające w układach romb-kwadrat i romb-romb przy walcowaniu prętów w walcowniach bruzdowych i wykroje przedgotowe przy walcowaniu kęsów i prętów kwadratowych,

19 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej ostrołukowe obecnie nie stosowane, dawniej używane jako wydłużające w klatkach wstępnych walcowni bruzdowych, kwadratowe używane jako wydłużające w układach romb-kwadrat i owalkwadrat przy walcowaniu prętów w walcowniach bruzdowych i jako wykroje przedgotowe oraz gotowe przy walcowaniu kęsów i prętów kwadratowych, owalne (owal, owal płaski, owal z wgłębieniem, piramida) wykroje wydłużające w układach owal-okrągły i owal-kwadrat przy walcowaniu prętów w walcowniach bruzdowych i przedgotowe przy walcowaniu prętów okrągłych, okrągłe używane jako wydłużające w układach owal-okrągły i owal-kwadrat przy walcowaniu prętów w walcowniach bruzdowych i przedgotowe oraz gotowe przy walcowaniu prętów okrągłych, sześciokątne wykroje przedgotowe i gotowe przy walcowaniu prętów sześciokątnych, trójkątne używane jako wydłużające w układach trójkąt-trójkąt (bloki Kocksa) i jako wykroje przedgotowe oraz gotowe przy walcowaniu prętów trójkątnych Układy wydłużające W walcowniach bruzdowych produkujących pręty i walcówkę stosuje się układy wydłużające, których celem jest intensywna redukcja walcowanego pasma i osiągnięcie możliwie dużych wydłużeń w poszczególnych przepustach. Stosunkowo duże wydłużenia uzyskuje się dzięki aktywnej powierzchni bocznej wykrojów, które ograniczają poszerzenie wymuszając wydłużenie. Duża intensywność odkształcenia sprzyja zamykaniu i zgrzewaniu wewnętrznych nieciągłości materiałowych. W kalibrowaniu walców przeznaczonym do walcowania prętów i walcówki stosowane są następujące układy wykrojów: najczęściej stosowane: skrzynka-skrzynka (przepusty wstępne), owal-okrągły, romb-kwadrat, owal-kwadrat, obecnie rzadko stosowane: ostrołuk-kwadrat, romb-romb, owal-owal. Układ skrzynka-skrzynka Wykroje skrzynkowe (rys. 2.9) są bardzo często stosowane jako wykroje wstępne w walcowniach dużych, średnich i małych. Dawniej były stosowane w walcowniach zgniatacz i w walcowniach kęsów. Wielkość gniotu zadawanego w wykroju skrzynkowym jest ograniczona kątem chwytu. Wykrój skrzynkowy ma wiele zalet, z których najważniejsze to:

20 20 Dariusz Woźniak Rys Wykroje skrzynkowe możliwość stosowania dużych gniotów (do 30%), równomierność odkształcenia, korzystny stan naprężenia, przeciwdziałanie ukosowaniu walcowanego pasma, płytkie wcięcie w walcu, co zmniejsza obniżenie wytrzymałości walca na skutek wytoczenia wykroju, zaokrąglenia naroży, co zabezpiecza przed ich nadmiernym ochładzaniem, elastyczność stosowania do walcowania w tym samym wykroju szerokiego asortymentu wymiarowego pasm. Wadą wykroju skrzynkowego jest zbieżność ścianek co powoduje, że walcowane pasmo nie jest regularnym kwadratem lub prostokątem. Można wyróżnić następujące rodzaje wykrojów skrzynkowych: otwarte, zamknięte, ze swobodnym poszerzeniem (płaskownice typu europejskiego i amerykańskiego), osadzające.

21 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej W klatkach wstępnych walcowni dużych, średnich i małych do walcowania prętów i walcówki najczęściej stosuje się wykroje otwarte lub zamknięte. W walcowniach zgniatacz najczęściej były stosowane wykroje ze swobodnym poszerzeniem, a w walcowniach kęsów wykroje otwarte. Wykroje osadzające mają za zadanie nadanie pasmu wymaganej szerokości. W zależności od przeznaczenia wykroju skrzynkowego zmienia się głębokość wcięcia wykroju, któ- Rys Układy wykrojów skrzynkowych

22 22 Dariusz Woźniak ra jest tym większa im wyższy jest stosunek boków walcowanego pasma. Szerokość wykroju związana jest z szerokością pasma wychodzącego i wielkością poszerzenia. Pochylenie bocznych ścianek przyjmuje się 5 20%, a promienie zaokrągleń wynoszą 8 20% szerokości pasma. W wykrojach skrzynkowych można uzyskać współczynniki wydłużenia λ = 1,07 do 1,54 w zależności od wielkości boku kwadratu pasma wchodzącego do wykroju. Szczegółowe dane według [78] przedstawiono w tablicy 2.1. Tabl Współczynniki wydłużenia uzyskiwane w układzie wykrojów skrzynkowych w zależności od wymiaru boku kwadratu pasma wprowadzanego do wykroju Bok kwadratu, mm Współczynnik wydłużenia λ powyżej 400 1,07 1, ,07 1, ,07 1, ,15 1, ,20 1,43 poniżej 100 1,27 1,54 Najczęściej stosowane układy wykrojów skrzynkowych przedstawiono na rysunku Na rysunku zaznaczono linią przerywaną kontury pasma wchodzącego do poszczególnych wykrojów. Układ owal-okrągły Układ wydłużający owal-okrągły jest obecnie najczęściej stosowanym kalibrowaniem do walcowania prętów i walcówki w nowoczesnych walcowniach średnich i małych we wszystkich klatkach walcowniczych oprócz klatek wstępnych, jak również w blokach walcowniczych wykańczających. Układ wydłużający wykrojów owal-okrągły charakteryzuje się dużą elastycznością w zakresie stosowania właściwych ubytków przekroju poprzecznego pasma małą stratą ciepła, i dlatego jest używany w przypadku walcowania stali o małej plastyczności. Na rysunku 2.11 przedstawiono układ wydłużający owal-okrągły z zaznaczonymi konturami pasma wchodzącego do poszczególnych wykrojów. Do pierwszego owalu wchodzi wsad o przekroju kwadratowym. W układzie wykrojów owal-okrągły pasmo jest odkształcane w dwóch wzajemnie prostopadłych kierunkach. Zalety układu owal-okrągły: kształt wykrojów zapewnia płynne przejście jednego kształtu w drugi, brak ostrych naroży, bardziej równomierne stygnięcie pasma w porównaniu z innymi układami wydłużającymi, brak pęknięć i rys, dobra jakość powierzchni wolnej od zgorzeliny,

23 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej Rys Układ wydłużający owal-okrągły [3] możliwość uzyskiwania kilku wymiarów końcowych wyrobów z jednego wykroju przedgotowego. Do wad układu owal-okrągły należy zaliczyć: niższe wydłużenia w porównaniu do układów owal-kwadrat, piramida-kwadrat, skrzynka-skrzynka) z reguły nie przekraczające wartości 1,3 1,4, utrzymanie pasma owalnego w pionie przy wprowadzaniu do wykroju okrągłego wymaga odpowiednio dopasowanego osprzętu walcowniczego zapewniającego ciasne prowadzenie pasma, znaczną nierównomierność odkształcenia na szerokości pasma w obu wykrojach, lecz mniejszą w porównaniu do układu owal-kwadrat. Rozkład wydłużenia pasma owalnego, wprowadzanego do wykroju okrągłego, przedstawiono na rysunku 2.12a, a pasma okrągłego wprowadzanego do wykroju owalnego na rysunku 2.12b. Wydłużenie w wykrojach owalnym i okrągłym zależy od stosunku długości do wysokości owalu i od poszerzenia. Wraz ze wzrostem stosunku długości do wysokości owalu zwiększa się współ- a) b) Rys Rozkład wydłużenia na szerokości [3]: a) w wykroju okrągłym przy wprowadzaniu pasma o kształcie owalnym, b) w wykroju owalnym przy wprowadzaniu pasma o kształcie okrągłym

24 24 Dariusz Woźniak czynnik wydłużenia w obu wykrojach, po przekroczeniu wartości 4,34 w wykroju owalnym obserwuje się intensywne płynięcia materiału w kierunku szerokości. Ponadto przy dużych wartościach stosunku długości do wysokości owalu (b/h > 3,5) utrudnione jest stabilne prowadzenie pasma w wykroju okrągłym. W układzie wykrojów wydłużających owal-okrągły praktycznie można uzyskać współczynniki wydłużenia λ = 1,19 do 1,7 w zależności od wymiarów wykrojów i funkcji wykroju. Szczegółowe dane według [78] przedstawiono w tablicy 2.2. Tabl Współczynniki wydłużenia uzyskiwane w układzie owal-okrągły w zależności od wymiaru i kształtu wykroju Wykrój Współczynnik wydłużenia λ okrągły Ø15 40 mm w owal b/h = 3,5 1,7 owal b/h = 3,5 w okrągły 1,3 okrągły Ø10 40 mm w owal b/h = 3 1,4 1,6 owal b/h = 3 w okrągły 1,28 okrągły Ø6 40 mm w owal b/h = 2,5 1,3 1,4 owal b/h = 2,5 w okrągły 1,23 okrągły Ø6 40 mm w owal b/h = 2 1,24 owal b/h = 2 w okrągły 1,19 okrągły w owal b/h = 1,6 (przedgotowy) do 1,18 owal b/h = 1,6 w okrągły (gotowy) do 1,12 Układ romb-kwadrat Kalibrowanie w układzie romb-kwadrat stosuje się dla wykrojów wydłużających i kształtujących. Na rysunku 2.13 przedstawiono układ wydłużający romb-kwadrat z zaznaczonymi konturami pasma wchodzącego do poszczególnych wykrojów. Do pierwszego rombu wchodzi wsad o przekroju kwadratowym. Pasmo w układzie wykrojów romb-kwadrat jest odkształcane w dwóch wzajemnie prostopadłych kierunkach. Podstawowymi zaletami tego układu są: prawidłowa geometria pasma kwadratowego, Rys Układ wydłużający romb-kwadrat [3]

25 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej dobrze wypełnione naroża kwadratów, duża równomierność odkształcenia na całej szerokości pasma, kształt wykrojów zapobiega powstawaniu pęknięć i rys, możliwość uzyskiwania kilku wymiarów końcowych wyrobów z jednego wykroju przedgotowego, możliwość uzyskiwania kilku, nieznacznie różniących się wymiarami wyrobów, z jednego wykroju kwadratowego przez zmianę nastawy walca. Wady układu romb-kwadrat: szybsze ochładzanie się naroży, niż reszty pasma, co sprzyja powstawaniu wad w obszarze naroży, głębokie wcięcia, w porównaniu do wykrojów skrzynkowych, są przyczyną obniżenia wytrzymałości walca, szybkie zużywanie się wykrojów, niewielkie poszerzenie, znacznie mniejsze od swobodnego. W układzie wykrojów wydłużających romb-kwadrat praktycznie można uzyskać współczynniki wydłużenia λ = 1,16 do 1,47 w zależności od wymiarów wykrojów i funkcji wykroju. Szczegółowe dane według [78] przedstawiono w tablicy 2.3. Wydłużenie w wykrojach rombowym i kwadratowym zależy od kąta rozwartego rombu i od poszerzenia. Im większy jest kąt rozwarty rombu, tym większy jest współczynnik wydłużenia, jednak zmniejsza się stabilność prowadzenia pasma zarówno w wykroju rombowym, jak i w kwadratowym. Tabl Współczynniki wydłużenia w zależności od wymiaru boku kąta wierzchołkowego rombu i przekroju pasma Wykrój romb o kącie wierzchołkowym 100 w kwadrat (dla pola przekroju mm 2 ) kwadrat w romb o kącie wierzchołkowym 100 (dla pola przekroju mm 2 ) romb o kącie wierzchołkowym 110 w kwadrat (dla pola przekroju mm 2 ) kwadrat w romb o kącie wierzchołkowym 110 (dla pola przekroju mm 2 ) romb o kącie wierzchołkowym w kwadrat (dla pola przekroju mm 2 ) kwadrat w romb o kącie wierzchołkowym (dla pola przekroju mm 2 ) romb o kącie wierzchołkowym 128 w kwadrat (dla pola przekroju poniżej 400 mm 2 ) kwadrat w romb o kącie wierzchołkowym 128 (dla pola przekroju poniżej 400 mm 2 ) Współczynnik wydłużenia λ 1,16 1,32 1,23 1,32 1,23 1,39 1,35 1,47

26 26 Dariusz Woźniak Układ owal-kwadrat Układ wydłużający owal-kwadrat jest często stosowany do walcowania prętów kwadratowych o małych wymiarach (poniżej mm). Możliwość uzyskania, w jak najmniejszej liczbie przepustów, wymaganych końcowych wymiarów wyrobów pozwala nazywać go szybko wydłużającym [3, 61]. Odkształcanie pasma zaznaczonego konturami w poszczególnych wykrojach przedstawiono na rysunku Do pierwszego owalu wchodzi wsad o przekroju kwadratowym. Rys Układ owal-kwadrat [3] W układzie wykrojów owal-kwadrat pasmo jest odkształcane w czterech kierunkach pokazanych schematycznie na rysunku Rys Schemat odkształcania pasma walcowanego w układzie wykrojów owal-kwadrat [3, 27] Układ owal-kwadrat posiada wiele zalet, do których należą przede wszystkim: możliwość stosowania dużych wydłużeń, które w wykroju owalnym osiągają wartość 2, a w wykroju kwadratowym dochodzą do 1,8,

27 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej kantowanie o 90 i 45 powoduje dobry przerób walcowanego pasma, co korzystnie wpływa na strukturę metalu, dobre prowadzenie pręta kwadratowego w wykroju owalnym i odwrotnie pręta owalnego w wykroju kwadratowym, systematyczne odnawianie naroży, które sprzyja równomiernemu stygnięciu pasma. Wady układu romb-kwadrat: duża nierównomierność odkształcenia zarówno w wykroju kwadratowym, jak i w owalnym, nierównomierność odkształcenia w wykroju kwadratowym jest znacznie mniejsza niż w wykroju owalnym, nierównomierność odkształcenia wzrasta wraz ze wzrostem gniotu i wymiarami pasma, powodując znaczne naprężenia wewnętrzne w paśmie, wydłużenia w wykrojach owalnym i kwadratowym różnią się znacznie, co wpływa na zróżnicowanie zużywania się wykrojów (wykroje owalne zużywają się szybciej niż kwadratowe). W skrajnych warstwach wykroju owalnego odkształcenie jest duże, natomiast czym bliżej środka wykroju odkształcenie to maleje. Prowadzi to do wymuszonego poszerzenia. Wykrojem podstawowym w układzie kwadrat-owal jest wykrój owalny. Od kształtu i wymiarów tego wykroju zależy efektywność wydłużenia. Niewypełnienie wykroju nie powoduje żadnej szkody, natomiast sprzyja wyrównywaniu wydłużeń w różnych częściach profilu, a przez to zmniejszeniu nierównomierności odkształcenia. Ponadto naroża profilu nie są ostre, co powoduje, że nie ulegają one zbyt szybkiemu ochłodzeniu. Współczynniki wydłużenia uzyskiwane w układzie owal-kwadrat w zależności od wymiaru i kształtu wykroju według [78] podano w tablicy 2.4. Według W. Tafla [78] współczynniki wydłużenia są nieco niższe, od podanych w tablicy 2.4 i wynoszą 1,75 1,35 dla kwadratu wchodzącego do wykroju owalnego o stosunku b/h = 2,9 3,2 i 1,3 1,2 dla owalu o stosunku b/h = 2,9 3,2 wchodzącego do kwadratu. Mercader [78] podaje dane dotyczące współczynników wydłużenia dla owalu o stosunku b/h = 4,34. Kwadrat o boku mm walcowany w wykroju owalnym może osiągać wydłużenie 2,14 1,85, a pasmo owalne walcowane w wykroju kwadratowym 1,6 1,47. Należy zaznaczyć, że bardzo rzadko stosuje się wykroje owalne o stosunku b/h > 3,5 ze względu na zwiększone płynięcie materiału w kierunku szerokości kosztem wydłużenia. W nowoczesnych technologiach stosuje się wyłącznie kalibrowania owalokrągły, nie wykorzystując jego możliwych największych wydłużeń. Stosunek cięciw owalu zazwyczaj nie przekracza 2,6. Zasadą ogólną jest, by wydłużenie w wykroju gotowym nie przekraczało wartości 1,2, co znacznie polepsza dokładność wyrobu [27]. Rozkład wydłużenia pasma kwadratowego wprowadzanego do wykroju owalnego przedstawiono na rysunku 2.16, a pasma okrągłego wprowadzanego o wykroju owalnego na rysunku 2.17.

28 28 Dariusz Woźniak Rys Rozkład wydłużenia na szerokości wykroju owalnego przy wprowadzaniu pasma kwadratowego [3] Rys Rozkład wydłużenia na szerokości wykroju kwadratowego przy wprowadzaniu pasma owalnego [3] Tabl Współczynniki wydłużenia uzyskiwane w układzie owal-kwadrat w zależności od wymiaru i kształtu wykroju Wykrój Współczynnik wydłużenia λ kwadrat o boku mm w owal b/h = 3,5 2,0 owal b/h = 3,5 w kwadrat 1,54 1,61 kwadrat o boku i mm w owal b/h = 3 1,67 1,82 owal b/h = 3 w kwadrat 1,43 kwadrat o boku i mm w owal b/h = 2,5 1,54 1,68 owal b/h = 2,5 w kwadrat 1,35 kwadrat o boku <5 i >40 mm w owal b/h = 2 1,43 1,54 owal b/h = 2 w kwadrat 1,37 okrągły w owal b/h = 1,6 (przedgotowy) do 1,18 owal b/h = 1,6 w okrągły (gotowy) do 1,12

29 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej KALIBROWANIE WALCÓW W NOWOCZESNYCH WALCOWNIACH ŚREDNICH I MAŁYCH Nowoczesne walcownie średnie i małe przeznaczone do walcowania prętów i walcówki budowane są w układach ciągłych, podzielonych na trzy grupy klatek walcowniczych: wstępną, pośrednią (jedną lub dwie) i wykańczającą. Kalibrowanie walców tych walcowni, charakteryzuje się dużym stopniem unifikacji, pozwalającej ograniczyć liczbę wykrojów do minimum. W przepustach wstępnych (2 6) stosuje się najczęściej wykroje skrzynkowe. We wszystkich następnych klatkach walcowniczych, jak również w blokach wykańczających stosuje się najczęściej kalibrowanie w układzie owal-okrągły [21], nie wykorzystując jego możliwych największych wydłużeń. Stosunek cięciw owalu zazwyczaj nie przekracza 2,6. Zasadą ogólną jest, by wydłużenie w gotowym wykroju nie przekraczało 1,2, co znacznie poprawia dokładność wyrobu [3, 27]. Schemat takiego kalibrowania pokazano na rysunku 2.18 na przykładzie walcowni walcówki i na rysunku 2.19 na przykładzie walcowni prętów. Rys Kalibrowanie nowoczesnej walcowni walcówki [21]

30 30 Dariusz Woźniak Rys Kalibrowanie nowoczesnej walcowni prętów [30] Kalibrowanie w układzie owal-okrągły sprzyja bardziej równomiernemu rozkładowi temperatury na przekroju pasma w porównaniu do układów wydłużających z wykrojami kwadratowymi lub rombowymi (np. układ wykrojów romb-kwadrat lub owal-kwadrat), w których następuje zachłodzenie naroży walcowanego pasma. Ponadto, kalibrowanie w układzie owal-okrągły jest elastyczne w zakresie doboru wielkości ubytków przekroju poprzecznego pasma w poszczególnych przepustach, co umożliwia stosowanie tego układu wydłużającego dla szerokiego zakresu asortymentu wymiarowego i gatunkowego wyrobów. Kalibrowanie w układzie owal-okrągły, pozwala na uzyskanie dobrej jakości powierzchni walcowanego pasma, a zatem i wyrobu końcowego NOWE URZĄDZENIA I TECHNOLOGIE WALCOWANIA UMOŻLIWIAJĄCE INTENSYFIKACJĘ ODKSZTAŁCANIA PASMA Walcarki intensywnej redukcji Zwiększenie stopnia przerobu wlewków z COS można uzyskać poprzez zastosowanie w układzie walcowni prętów walcarek, umożliwiających walcowanie z dużymi ubytkami przekroju, do których zalicza się walcarki PSW (Planetenschrägwalzwerk) firmy SMS (rys. 2.20). Walcarki tego typu były produkowane również przez firmę MDH pod nazwą HRM (High Reduction Mill), a także przez inne firmy pod różnymi nazwami własnymi. Przy użyciu tych walcarek można otrzymać z okrągłego wsadu, w jednym przepuście, gotowy produkt lub półwyrób do dalszego przerobu. Wysoki stopień przerobu umożliwia stosowanie wsadu o większych wymiarach, który z kolei zwiększa wydajność urządzenia oraz poprawia jakość walcowanego wyrobu. Walcarka, której schemat budowy przedstawiony jest na rysunku 2.21 składa

31 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej Rys Fotografia walcarki PSW z odsłoniętymi walcami [8] się z przekładni stacjonarnej oraz wirnika z trzema głowicami walców ułożonymi co 120. Wyposażona jest w dwa oddzielne systemy napędowe. Walcarka intensywnej redukcji posiada centralną nastawę walców. Rys Schemat budowy walcarki PSW [8] Walcarki tego typu mogą być stosowane w walcowniach bruzdowych do produkcji prętów lub walcówki. Schemat takiego rozwiązania i układu ze-

32 32 Dariusz Woźniak społu walcowniczego przedstawiono na rysunku Walcownia złożona jest z trzech grup walcarek [8]: wstępnej walcarka nawrotna duo i walcarka PSW, pośredniej 10-klatkowej, wykańczającej 10-klatkowej. Rys Schemat walcowni walcówki z walcarką PSW w grupie wstępnej [8] Wlewek z COS o przekroju kwadratowym walcowany jest wstępnie w nawrotnej walcarce duo na kęs okrągły, który transportowany jest do walcarki PSW, aż do momentu kontaktu z trzema walcami w kształcie stożka ściętego. Następnie pasmo jest walcowane w stożkowej kotlinie walcowniczej, której długość zależy od wielkości współczynnika wydłużenia. Wysoka redukcja przekroju poprzecznego w krótkiej kotlinie walcowniczej prowadzi do podwyższenia temperatury odkształcanego pasma, co umożliwia obniżenie temperatury początku walcowania. Przykład uzyskiwanego stopnia przerobu w kolejnych płaszczyznach pasma w kotlinie walcowniczej przedstawiono na rysunku 2.23 [8]. Po zakończeniu walcowania w walcarce PSW i po obcięciu początku i końca pasmo jest walcowane w grupie pośredniej a następnie w grupie wykańczającej. Walcarki te wykorzystywane są jako: wolnostojąca walcarka służąca do przerobu kęsisk okrągłych lub ośmiokątnych, walcarka wykańczająca, której korzyścią jest bezstopniowa nastawa żądanych wymiarów końcowych, pracująca bez osprzętu, dająca się łatwo zautomatyzować i wymagająca minimalnej obsługi, klatka wstępna dla jednożyłowych walcowni walcówki lub walcowni małych, uniwersalna klatka przetwórcza, której celem jest walcowanie okrągłych kęsisk lub kęsów o przekroju kwadratowym. Podsumowując można wskazać następujące zalety: wysoki stopień redukcji przekroju poprzecznego, praca w układzie ciągłym, głęboki przerób,

33 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej Rys Stopień przerobu w kolejnych płaszczyznach pasma w kotlinie walcowniczej [8] walcowanie bez obciążeń udarowych, poprawa rozkładu temperatury na długości wyrobu System walcowania ADF Obecnie w nowoczesnych walcowniach walcowanie na gorąco prętów ze wsadu o przekroju kwadratowym jest realizowane w walcarkach duo, usytuowanych przemiennie poziomo i pionowo (H-V) w układach ciągłych. W walcarkach tych stosuje się układy wykrojów zgniatających skrzynka-skrzynka i wydłużających owal-okrągły, romb-kwadrat lub owal-kwadrat opisanych w punkcie 2.2. Odkształcanie w tych układach wykrojów następuje zawsze tylko w dwóch przeciwległych kierunkach. Taki sposób zadawania gniotów powoduje nie tylko wydłużanie walcowanego materiału (które jest głównym celem walcowania), ale także powoduje jego poszerzanie, które zmniejsza wydajność procesu. W [15] przedstawiono nową technologię walcowania prętów ze wsadu o przekroju kwadratowym, w której pasmo jest walcowane po przekątnych w kolejnych klatkach walcowniczych ze złożeniami czterowalcowymi uniwersalnymi ADF. Walcowanie prowadzone jest w sposób ciągły w kolejnych klatkach uniwersalnych nachylonych pod kątem 45 do poziomu i względem siebie przedstawionych na rysunku W takim układzie odkształcanie pasma odbywa się zawsze po przekątnej jego przekroju o kształcie zbliżonym do kwadratu, co przedstawiono na rysunku W rezultacie uzyskuje się współczynniki wydłużenia w przepuście sięgające wartości równej 2. Walcarki uniwersalne ADF mają napędzane tradycyjnie dwa walce, a pozostałe dwa są nienapędzane. Walce napędzane zapewniają powstanie dostatecznie dużych sił tarcia niezbędnych dla prowadzenia procesu walcowania.

34 34 Dariusz Woźniak Rys Walcarki uniwersalne ADF [15] Rys Wykroje walcarek uniwersalnych ADF [15] Średnica walców napędzanych jest większa niż nienapędzanych ze względu na: zapewnienie zwiększonej powierzchni styku odkształcanego pasma z walcami, aby siły tarcia były wystarczająco duże i umożliwiały prawidłowe prowadzenie procesu;

35 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej zapewnienie pierwszego kontaktu pasma z walcami napędzanymi, co zapobiega jego zakleszczaniu. Zalety nowego systemu walcowania: możliwość stosowania dużych ubytków przekroju dla wszystkich gatunków stali, zmniejszenie ryzyka pękania i występowania wad powierzchniowych, możliwość walcownia stali węglowych i specjalnych w tych samych wykrojach, zmniejszenie momentu walcowania ze względu na szczególny kształt kotliny walcowniczej, zmniejszenie zapotrzebowania energetycznego, prowadzenie walcowania single family, umożliwiającego uzyskiwanie wyrobów o zbliżonych wymiarach w tych samych wykrojach przedgotowych, wystarczy wymieniać tylko klatkę wykańczającą, uzyskuje się bardziej równomierne odkształcanie pasma, a wyrób gotowy ma lepszą strukturę, wymagana jest mniejsza moc do napędu klatek walcowniczych, co zmniejsza koszty inwestycyjne i eksploatacyjne, brak pęknięć powierzchniowych i nieciągłości wewnętrznych wyrobów gotowych. Wadą nowych walcarek zgniatających pasmo wzdłuż przekątnych jest ich rozmiar, gdyż muszą zostać zapewnione warunki chwytu kęsów wsadowych o dużych wymiarach, które są pogorszone przez podawanie wsadu kwadratowego narożami do walców. Dlatego, w celu uniknięcia problemów z chwytem walce muszą mieć większą średnicę, co w następstwie zwiększa koszt klatek walcowniczych. Walcarki uniwersalne ADF mogą być stosowane w obszarze grup wstępnej i pośredniej. Zarówno konwencjonalna walcownia w układzie H-V przeznaczona dla stali specjalnych, jak i walcownia wykorzystująca klatki uniwersalne ADF w grupie pośredniej mają na wejściu do tej grupy pasmo o zbliżonej wielkości przekroju poprzecznego. Dla uzyskania pasma o takiej samej wielkości przekroju poprzecznego na wyjściu z grupy pośredniej w przypadku stosowania klatek walcowniczych ADF wymagana jest o połowę mniejsza ich liczba w stosunku do konwencjonalnych układów klatek H-V. Na podkreślenie zasługuje wielkość uzyskiwanych ubytków przekroju w klatkach uniwersalnych ADF, która w zależności od gatunku stali wynosi 36 41%. Dla porównania w konwencjonalnych układach walcarek H-V ubytki przekroju w zależności od gatunku stali wynoszą 20 25%. Możliwość stosowania tak dużych ubytków przekroju w początkowych przepustach przy wysokiej temperaturze sprzyja zamykaniu i zgrzewaniu nieciągłości materiałowych.

36 36 Dariusz Woźniak 2.5. CZYNNIKI WPŁYWAJĄCE NA PŁYNIĘCIE MATERIAŁU ORAZ ZAMYKANIE I ZGRZEWANIE NIECIĄGŁOŚCI Przeprowadzona analiza kalibrowania stosowanego do walcowania prętów wykazała, że jednym z istotniejszych czynników mających wpływ na kierunek rozwoju już istniejących we wsadzie nieciągłości materiału, a nawet na tworzenie się nowych, jest geometria strefy odkształcenia. Parametrem opisującym geometrycznie odkształcany obszar jest współczynnik kształtu strefy odkształcenia. Spotykane w literaturze próby analizy zachowania się nieciągłości materiału podczas walcowania dotyczą głównie płaskiego stanu odkształcenia. Prace te bazują przeważnie na połączeniu modelowania fizycznego oraz numerycznego [35, 44, 45, 46, 59], ewentualnie na metodach analitycznych, których wyniki poddawane są weryfikacji w laboratoryjnych próbach walcowania [51, 58]. W pracach tych podejmowane są zagadnienia wpływu parametrów procesu walcowania na efektywność likwidacji nieciągłości, a także dokonywane analizy stanów termomechanicznych wokół nieciągłości. Większość autorów porusza jedynie problem zamykania nieciągłości materiałowych. Tylko nieliczni próbują badać zagadnienie zgrzewania tych wad [58]. Celem analizy zagadnień związanych z rozwojem nieciągłości materiałowych i parametrów istotnie wpływających na powstawanie pęknięć w czasie walcowania, jest poznanie teoretycznych podstaw mechanizmu rozwoju nieciągłości materiałowych dla określenia odpowiednich warunków i kryteriów ich zamykania oraz zgrzewania, a tym samym dla uzyskania poprawy jakości wyrobów walcowanych Parametry wpływające na sposób płynięcia materiału w procesie walcowania Proces przeróbki plastycznej powinien zapewnić istotną poprawę struktury oraz uzyskanie wymaganych kształtów, tolerancji wymiarowych i jakości powierzchni bez naruszenia spójności materiału. Zasadniczy wpływ na płynięcie materiału i efektywność procesu walcowania mają: struktura i cechy geometryczne wsadu, parametry procesu nagrzewania, temperatura początku i końca walcowania, odkształcenie cząstkowe (w przepuście) i całkowite, schemat przebiegu procesu odkształcania oraz stan naprężeń. Dobór wsadu zależy od gatunku stali i wymiarów wyrobu gotowego. Konieczność doboru parametrów wsadu wynika z potrzeby uzyskania korzystnej struktury i niezbędnego stopnia przerobu dla zapewnienia wymaganej struktury wyrobu.

37 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej Zakres temperatur przeróbki plastycznej na gorąco powinien zapewnić dużą odkształcalność, mały opór odkształcenia i największą efektywność oddziaływania tego procesu na strukturę i właściwości. Wpływ temperatury na wymienione cechy został omówiony w licznych pracach. Przyjmowane często w praktyce przemysłowej warunki doboru zakresu temperatur walcowania, tj.: temperatura największej odkształcalności i temperatura najmniejszego oporu odkształcania, nie zawsze odpowiadają temperaturze zapewniającej najkorzystniejszą strukturę materiału. W procesach plastycznego kształtowania o jakości wyrobu (strukturze i cechach geometrycznych), decyduje stan naprężeń opisany wskaźnikiem stanu naprężenia: vm kv = v (1) Odkształcalność materiału zależy głównie od wartości naprężenia średniego σ m. Ze wzrostem naprężenia średniego σ m maleje podatność materiału do odkształceń. Stan naprężeń zależy od sposobu przyłożenia sił odkształcających, kształtu i wymiarów wykrojów walcowniczych, kształtu i wymiarów walcowanego pasma oraz wielkości gniotu. W procesie walcowania wyrobów długich stan naprężeń można poprawić przez zastosowanie odpowiednich wykrojów. W pracach, w których porusza się zagadnienie wpływu przeróbki plastycznej na strukturę i własności materiałów, duży nacisk kładzie się na odkształcenie. Wskaźnikiem powszechnie przyjmowanym do oceny efektywności wpływu odkształcenia na strukturę i właściwości wyrobów jest stopień przerobu. Jednak podawana wielkość minimalnego stopnia przerobu gwarantującego wymagane właściwości dla wyrobów walcowanych jest zróżnicowana i waha się w przedziale od 3 do 8 i więcej. Zróżnicowanie podawanych wymaganych wielkości stopnia przerobu jest na pewno następstwem różnych jakości stosowanego wsadu. Ponadto, przyczyną jest również niejednoznaczność opisu odkształcenia przez stopień przerobu oraz głównie zróżnicowanie warunków przeróbki plastycznej. Dlatego w ocenie wpływu odkształcenia na strukturę wyrobu gotowego bazującej na wielkości stopnia przerobu brakuje uwzględnienia odkształcenia lokalnego. We wszystkich procesach przeróbki plastycznej odkształcenie jest niejednorodne, zatem stopień przerobu może co najwyżej wyrażać bliżej nieokreślone średnie odkształcenie w objętości przerabianego materiału. Zatem istotne jest przeprowadzenie szczegółowej analizy wpływu kształtu wykrojów, wielkości gniotu i kształtu wsadu na rozkład odkształceń lokalnych w przekrojach poprzecznym i wzdłużnym odkształcanego pasma. Opis wpływu procesu walcowania, uwzględniający odkształcenia lokalne jest istotny ze względu na konieczność unikania możliwości występowania obszarów gniotu krytycznego. Niewystarczające jest dochowanie warunku średniego odkształcenia większego od odkształcenia odpowiadającego gniotowi kry- i

38 38 Dariusz Woźniak tycznemu. Jako najbardziej właściwą miarę odkształcenia należy przyjmować odkształcenie zastępcze rzeczywiste φ i : { i = # d{ z (2) 0 { 2 d{ i = d{ d{ d{ 3 2 (3) Kryteria zamykania i zgrzewania wewnętrznych nieciągłości materiału w procesie walcowania na gorąco Poznanie mechanizmu rozwoju i powstawania nieciągłości wewnętrznych materiału w procesie walcowania i określenie kryteriów sprzyjających ich eliminowaniu w znacznym stopniu przyczyni się do poprawy jakości wyrobów i zwiększenia uzysku technologicznego. W procesach przeróbki plastycznej, w przypadku istnienia korzystnych warunków, następuje zjawisko stopniowego wzrostu i łączenia się mikronieciągłości, które zachodzi we wszystkich fazach odkształcania. Badanie tego zjawiska wymaga ustalenia właściwego kryterium pękania. Najwięcej prac zajmujących się tematyką powstawania i rozwoju wad materiału wykonano w mechanice pękania. Jednak prace te [1,5,48,58] opisują problem w sposób teoretyczny nie powiązany z konkretnym procesem przeróbki plastycznej, a w szczególności walcowania. Istnieje wiele modeli i teorii rozwoju istniejących pustek materiałowych i inicjowania nowych, a zatem również wiele kryteriów. Kryteria mechaniki pękania W procesach technologicznych obróbki plastycznej rozdzielenie plastyczne następuje w wyniku stopniowego wzrostu i łączenia się mikronieciągłości, zachodzącego we wszystkich fazach odkształcania. Proces ten można opisać matematycznie modelem opracowanym przez Freundendahla [13]: C = * f p # v i df i (4) 0 gdzie: σ i wyraża uogólniony stan naprężenia wpływający na prędkość powiększania się i łączenia pustek, ε i uogólniony stan odkształcenia, * f p odkształcenie pękania. Rozdzielenie materiału nastąpi wówczas, gdy całka osiągnie wartość krytyczną C. Kryterium podane przez Ghosha [20], dotyczące płaskiego stanu odkształceń, oparte zostało na statycznym procesie ścinającego łączenia pustek pod-

39 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej czas odkształcania. Po uogólnieniu modelu na stan trójosiowy kryterium przyjmuje postać: C = ( v1+ v2+ v3)( v1- vm) (5) gdzie: σ m jest naprężeniem średnim. Z kolei McClintock podał model koalescencji długich cylindrycznych pustek pod działaniem trójosiowego stanu naprężenia o ustalonej orientacji. Model ten został opisany następująco [39]: C = i 3 3( 1- n) v1+ v2 3 v2- v1 # ) sinh; $ E + $ 3df (6) i 21 ( - n) 2 vi 4 vi 0 f f gdzie: n wykładnik umocnienia materiału, który spełnia prawo umocnienia n vi = K( fi). Według Cockrofta i Lathama [11] ważniejsza od naprężenia zastępczego σ i jest składowa główna największego naprężenia rozciągającego σ 1. Zgodnie z tą teorią nieciągłości materiału wystąpią, gdy całka ze składowej głównej największego naprężenia rozciągającego po drodze odkształcenia plastycznego osiągnie wartość krytyczną, specyficzną dla danego materiału: C = * p v f f # 1 d i (7) 0 Empiryczną modyfikację modelu zaproponowanego przez Cockorofta i Lathama przedstawił Brozzo [80]. W tym kryterium został uwzględniony wpływ naprężenia średniego σ m : C = 2 3 v1 # df (8) i v - v 0 * f p 1 Z kolei kryterium, w którym uwzględniono jedynie naprężenia średnie podał Norris [60] w postaci: m C = 1 # d i 1 - Av f (9) 0 * f p Model wzrostu nieciągłości materiałowych przedstawił Oyane, który w swoim kryterium uwzględnił stosunek naprężenia średniego do naprężenia zastępczego, opisujący stan naprężeń w odkształcanym obszarze [60, 80]: m vm C = # c1 + mdf (10) i Av 0 * f p i

40 40 Dariusz Woźniak W literaturze dotyczącej mechaniki pękania materiałów nie ma jednak odniesień do zastosowania poszczególnych kryteriów w warunkach konkretnych procesów przeróbki plastycznej. Dokonany przegląd kryteriów rozdzielenia plastycznego materiału wskazuje na parametry procesu, które mogą być przydatne w ocenie powstawania wad wewnętrznych pasma w procesie walcowania. Kryterium odkształcalności dla procesu walcowania na gorąco Proces generowania mikropęknięć w plastycznie odkształcanym materiale opisuje zależność: d c d c } r 1 = 1 (11) c p gdzie: γ odkształcenie postaciowe, γ p graniczne odkształcenie postaciowe. Równocześnie z procesem generowania mikropęknięć zachodzą procesy zamykania zalążków naruszenia ciągłości i wstrzymywania ich rozwoju. Zjawisko zamykania i zgrzewania mikronieciągłości dobrze przedstawiono w pracy [9]. Drogą rozciągania próbek z czystej miedzi otrzymano materiał, którego struktura była nasycona mikropęknięciami, a plastyczność w znacznym stopniu była wyczerpana. Ponowne odkształcanie tych samych próbek w warunkach trójosiowego ściskania spowodowało zanikanie mikropęknięć, a plastyczność podwyższyła się do poziomu pierwotnego. Zmniejszenie nasycenia mikropęknięciami elementarnej objętości w przedziale czasu dt można zapisać: d} r 2 =- c2co dt (12) gdzie: c 2 współczynnik zależny od stanu naprężenia, co prędkość odkształcenia postaciowego. v m Jeśli > 0 to c2 = 0, a zgrzewanie zachodzi tylko przy v m <0. xi x W.L. Kolmogorov wychodząc ze stopnia zapasu plastyczności metalu w czasie t określił warunek odkształcania bez pękania [33]: t co } = # ( c1- c2cp) dt < 1 (13) vm 0 c p c m xi Powyższy warunek nie uwzględnia zaniku mikronieciągłości w wyniku zjawiska rekrystalizacji i procesów dyfuzyjnych, które zachodzą w wysokich temperaturach. Dlatego warunek ten może być stosowany jedynie do oceny krańcowych odkształceń metali w warunkach obróbki plastycznej na zimno. i

41 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej Wysoka temperatura przeróbki plastycznej na gorąco sprzyja zgrzewaniu mikronieciągłości. Dlatego dla procesów przeróbki plastycznej na gorąco warunek (10) został zmodyfikowany przez autora do następującej postaci: t co } = # Et ( 1-t)( c1-c2cp) dt v (14) m 0 c p c m x i } < 1 (15) gdzie: E współczynnik tzw. dziedziczności (dla odkształcania na zimno E = 1), t 1 czas odpowiadający momentowi przywrócenia pierwotnej plastyczności. Jedną z podstawowych wielkości, opisujących warunki odkształcania gwarantujące eliminowanie nieciągłości materiałowych jest γ p, a dokładniej zależność γ p od wskaźnika intensywności stanu naprężenia v m. xi Wpływ współczynnika kształtu strefy odkształcenia na zamykanie i zgrzewanie nieciągłości wewnętrznych W opisie plastycznego płynięcia materiałów używany jest parametr geometryczny strefy odkształcenia. Parametr ten nazywany współczynnikiem kształtu strefy odkształcenia obliczany jest jako stosunek jej średniej wysokości do długości: h0 + hk D = (16) 2 l d gdzie: h 0 wysokość pasma przed przepustem, h k wysokość pasma po przepuście, l d długość rzutu łuku styku. Zatem wartość współczynnika uzależniona jest od wysokości wsadu, wielkości odkształcenia i średnicy walców (rys. 2.26). Podczas walcowania współczynnik kształtu strefy odkształcenia osiąga wartości od bliskich 0 do 8 i więcej. Najwyższe wartości współczynnika kształtu strefy odkształcania, w zakresie 5 8, występują w przypadku bardzo małych gniotów występujących przykładowo przy stosowaniu przepustów osadzających. Wagę wpływu współczynnika kształtu strefy odkształcenia na płynięcie materiału w obszarze odkształcania poruszyło wielu autorów [4, 43, 55-56]. W przypadku walcowania pasm wysokich poprzeczne płynięcie metalu zaczyna się w warstwach podpowierzchniowych i prowadzi do powstawania dwuwypukłego kształtu powierzchni bocznej pasma. Zwiększenie gniotu, równoznaczne ze zmniejszeniem współczynnika wywołuje zwiększenie płynięcia warstw powierzchniowych i środkowych pasma. Przy przekroczeniu wartości współczynnika kształtu strefy odkształcenia 1,25 następuje przenik-

42 42 Dariusz Woźniak Rys Współczynnik kształtu strefy odkształcenia w zależności od stosunku grubości wsadu do promienia walca [55] nięcie odkształcenia plastycznego na całą głębokość pasma i jeszcze intensywniejsze płynięcie poprzeczne warstw środkowych. Dla najniższych wartości warstwy środkowe odkształcanego pasma płyną znacznie bardziej intensywnie, niż warstwy powierzchniowe i podpowierzchniowe, a powierzchnia boczna walcowanego pasma ma kształt beczkowaty. Z kolei podczas walcowania niskich pasm poprzeczne płynięcie materiału rozpoczyna się w warstwach środkowych. W zakresie małych odkształceń niskich pasm płynięcie warstw powierzchniowych nie występuje, gdyż jest utrudnione przez siły tarcia. Analiza powstawania wad w postaci osiowych pęknięć i rozwoju nieciągłości w tych obszarach, aż do wystąpienia zjawiska rozwarstwienia końców, a nawet całego pasma, podczas walcowania blach na gorąco została przeprowadzona w pracy [55]. Identyfikację parametrów wpływających na powstawanie i rozwój wad w postaci nieciągłości osiowych w walcowanym paśmie umożliwia zastosowanie modelu matematycznego wykorzystującego metodę górnej oceny. Zależności wyprowadzone w oparciu o zasadę minimum energii dostarczonej do procesu, pozwalają na określenie bezpiecznych i niebezpiecznych zakresów parametrów procesu walcowania wyrobów płaskich ze względu na możliwość powstawania analizowanych wad wyrobów. W zakresie gniotów względnych f h # 05,, które są typowe dla procesu walcowania blach na gorąco, można wyróżnić trzy strefy oddzielone od siebie liniami ułożonymi niemal poziomo w układzie gniot względny ε h współczynnik kształtu (rys. 2.27). Obszary te są ograniczone następującymi wartościami współczynnika kształtu strefy odkształcenia [55]: strefa bezpieczna < (0,75 0,79)

43 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej strefa niebezpieczna ze względu na rozwój nieciągłości w płaszczyźnie środkowej (0,75 0,79) < (1,35 1,42) strefa osiowego pękania połączonego z rozwarstwianiem końców lub nawet całego pasma (1,35 1,42) Rys Wpływ współczynnika kształtu strefy odkształcenia na możliwość powstawania osiowych nieciągłości materiału w walcowanym paśmie [55] Wynika z tego, że współczynnik kształtu strefy odkształcenia ma duży wpływ na powstawanie i rozwój wad wewnętrznych w postaci nieciągłości materiałowych, a w skrajnym przypadku rozwarstwień walcowanego pasma. W całym zakresie gniotów stosowanych w procesie walcowania blach na gorąco wraz ze wzrostem wartości współczynnika rośnie prawdopodobieństwo rozwoju tych wad. Proces walcowania można uznać za bezpieczny ze względu na rozwój nieciągłości materiałowych, jeżeli współczynnik kształtu strefy odkształcenia nie przekroczy wartości 0,75. Powyżej wartości 0,79

44 44 Dariusz Woźniak tego współczynnika rozpoczyna się strefa rozwoju nieciągłości materiałowych, a nawet inicjowania pęknięć w materiale pozbawionym wad wewnętrznych. Po przekroczeniu wartości 1,35 występuje zjawisko powstawania rozwarstwień końców, a czasem całego walcowanego pasma w płaszczyźnie środkowej. Z kolei, biorąc pod uwagę niezależne parametry procesu walcowania tj. stosunek wysokości wsadu do promienia walca h 0 i odkształcenie względne ε R w przepuście, rozwoju nieciągłości materiałowych, a nawet powstawania nowych nieciągłości należy oczekiwać gdy: wysokość walcowanego pasma przed przepustem h 0 będzie zbyt duża w stosunku do promienia walców R, odkształcenia względne ε stosowane w pojedynczym przepuście będą niewielkie PODSUMOWANIE PRZEGLĄDU LITERATURY Na podstawie przeglądu literatury dotyczącej zagadnienia nieciągłości materiałowych we wlewkach z COS oraz możliwości ich likwidacji w trakcie procesu walcowania można stwierdzić, że prace dotyczące tej problematyki prowadzone są w trzech wzajemnie uzupełniających się obszarach: kalibrowania i technologii walcowania [6, 10, 12, 14, 16, 21, 28, 30, 31, 32, 34, 36-38, 79], rozwoju konstrukcji i budowy klatek walcowniczych [2, 7, 8, 15], badania czynników wpływających na kierunek rozwoju nieciągłości w procesie walcowania [22, 23, 24-26, 35, 41, 42, 44, 46, 50, 53-59, 80]. W obszarze kalibrowania i technologii walcowania, poszukiwanie rozwiązania problemu uzyskania pasma wolnego od nieciągłości wewnętrznych, w szczególności osiowych jest wyraźnie dwutorowe: przez dobór kształtu i układu wykrojów klasycznych (skrzynkowych, owalnych, rombowych), przez poszukiwanie nowego typu wykrojów i ich układów. Prace nad doborem kształtu wykrojów i układów wydłużających przeznaczonych do walcowania prętów skupiają się na doskonaleniu klasycznego kalibrowania wykrojów w celu zwiększenia wzdłużnego płynięcia materiału i zintensyfikowania odkształceń w obszarze środkowym walcowanego pasma, w szczególności w przepustach wstępnych przez zwiększenie współczynników wydłużeń. Przedmiotem badań jest sposób płynięcia materiału w zależności od udziału wielkości gniotów bocznych we współczynniku gniotu zadawanego w przepuście. Jak wynika z dotychczasowych rezultatów, wszelkie działania podejmowane w zakresie klasycznych układów wykrojów umożliwiają jedynie większą lub mniejszą poprawę jakości pasma, a tylko w przypadku wolnego od nieciągłości wsadu lub walcowania z bardzo dużym stopniem przerobu, prowadzą do osiągnięcia końcowego pręta wolnego od wad wewnętrznych.

45 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej Wyniki prac przedstawione w przeprowadzonej analizie literaturowej wskazują, że w zakresie klasycznych układów kalibrowania osiągnięto już maksimum możliwości. Dlatego też, od lat osiemdziesiątych XX w., rozwija się prace nad nowymi wykrojami i układami wykrojów przeznaczonych do walcowania prętów, polegającymi na jednoczesnym odkształcaniu pasma w dwóch kierunkach w każdym przepuście i zmianie kierunków odkształcenia w kolejnym przepuście. W wyniku prowadzonych prac rozwojowych opracowano technologię, umożliwiającą uzyskiwanie ubytków przekroju dochodzących do 41% w zależności od właściwości walcowanego materiału. Możliwość stosowania tak dużych ubytków przekroju w początkowych przepustach, przy wysokiej temperaturze, sprzyja zamykaniu i zgrzewaniu nieciągłości materiałowych. Nowa technologia umożliwia bardziej równomierne odkształcanie pasma, niż w klasycznych układach kalibrowania, a wyrób gotowy ma lepszą strukturę i wolny jest od nieciągłości wewnętrznych. Wadami nowych walcarek zgniatających pasmo wzdłuż przekątnych jest ich rozmiar, pogorszone warunki chwytu i podawanie wsadu kwadratowego narożami do powierzchni walców. W obszarze konstrukcji i budowy klatek walcowniczych i układów zespołów walcowniczych obserwuje się dążenie do zwiększenia ich możliwości redukcyjnych walcowanego pasma w fazie walcowania wstępnego oraz tworzenie nowych układów zespołów walcowniczych, polegających na łączeniu walcarek intensywnej redukcji z klasycznymi układami grup pośrednich i wykańczających. Walcarki wysokiej redukcji przekroju pasma umożliwiające zadawanie bardzo dużych gniotów w jednym przepuście sprzyjających zamykaniu i zgrzewaniu nieciągłości, wkomponowane w tradycyjne układy walcarek, stanowią nowy zintegrowany typ zespołu walcowniczego. Jednak podstawową wadą walcowania w walcarkach intensywnej redukcji jest odkształcanie trzema walcami usytuowanymi pod kątem 120, powodującymi jedynie wzdłużne płynięcie pasma przez obwodowe naprężenia ściskające. Taki sposób odkształcania pasma prowadzi do zmniejszenia objętości pustki środkowej, jednak nie sprzyja jej zgrzewaniu. Należy zaznaczyć, że walcarki intensywnej redukcji wymagają stosowania wsadu okrągłego. Z tego względu przed walcarką intensywnej redukcji znajduje się walcarka wstępna przygotowująca wsad o przekroju okrągłym. Zatem, walcowanie wstępne realizowane jest w tradycyjnej walcarce nawrotnej duo z wsadu o przekroju kwadratowym w układzie wykrojów owal-okrągły, co jest niekorzystne ze względu na zamykanie i zgrzewanie pustek środkowych. Ponadto, walcarki intensywnej redukcji charakteryzują się stosunkowo niskimi prędkościami walcowania, co znacznie obniża wydajność całego zespołu walcowniczego. W obszarze badania czynników wpływających na kierunek rozwoju nieciągłości w procesie walcowania, prowadzone prace koncentrują się na określeniu płynięcia materiału, stanu naprężeń i odkształceń w kotlinie walcowniczej, schematu przebiegu procesu odkształcania, parametrów procesu walcowania, temperatury walcowania i kryteriów zamykania i zgrzewania niecią-

46 46 Dariusz Woźniak głości. Analiza stanów mechanicznych w kotlinie walcowania w wykrojach stosowanych w walcowniach bruzdowych do walcowania prętów, wymaga uwzględnienia warunków przestrzennego stanu naprężeń i odkształceń. Na sposób płynięcia materiału i efektywność uzyskiwania jednorodnej struktury pozbawionej nieciągłości materiałowych największy wpływ mają stany naprężenia i odkształcenia. Analiza wpływu naprężeń wykazała ścisłą zależność rozwoju nieciągłości od wielkości naprężenia średniego. Na podstawie przedstawionych zależności wnioskuje się, że im większa będzie różnica naprężeń średnich w punktach skrajnie położonych na obwodzie nieciągłości, tym szybciej nastąpi zmniejszenie nieciągłości, aż do zamknięcia i zgrzania. Przegląd kryteriów mechaniki pękania umożliwił określenie parametrów przydatnych do oceny rozwoju i powstawania nieciągłości wewnętrznych w odkształcanym materiale. W poszukiwaniu rozwiązań sposobu odkształcania pasma w procesie walcowania, przy którym następowało będzie zamykanie i zgrzewanie nieciągłości materiałowych, podstawowe znaczenie mają: naprężenie średnie, naprężenie zastępcze, graniczne odkształcenie postaciowe oraz wskaźniki v vm i m vi xi stanu naprężenia. Dodatkowym czynnikiem, sprzyjającym zgrzewaniu nieciągłości w procesie walcowania na gorąco, jest wysoka temperatura. W opisach płynięcia materiału w procesie walcowania stosowany jest również parametr geometryczny strefy odkształcenia określany jako współczynnik kształtu strefy odkształcenia. Parametr ten jest stosunkiem średniej wysokości strefy odkształcenia do jej długości. W procesie walcowania nie będzie następował rozwój nieciągłości materiałowych wówczas, gdy wartość tego parametru nie przekroczy 0,75. Wynika z tego, że im mniejsza będzie wartość współczynnika kształtu strefy odkształcenia tym intensywniejsze będzie zamykanie i zgrzewanie nieciągłości materiałowych pasma. Jednocześnie analiza tego parametru wskazuje, że korzystnym ze względu na eliminowanie wad wewnętrznych jest stosowanie dużych gniotów i wsadów o dużych przekrojach, dla których stosunek h 0 < 0,1. R Przeprowadzony przegląd literaturowy pozwolił na dokonanie oceny aktualnego stanu problematyki, związanej z zamykaniem i zgrzewaniem w procesie walcowania prętów nieciągłości środkowych, występujących we wsadzie w postaci wlewków z COS.

47 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej CEL I TEZA PRACY Opracowanie nowego podejścia do sposobu kalibrowania wykrojów w przepustach wstępnych dla walcowania prętów i walcówki, opartego na analizie stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej i uwzględniającego makrostrukturę wsadu w postaci wlewków z COS jest zagadnieniem złożonym wymagającym wykorzystania metod badawczych z różnych specjalności: mechaniki, technologii materiałowych, modelowania i symulacji komputerowych oraz symulacji fizycznej procesów przeróbki plastycznej na gorąco. Przeprowadzone rozpoznanie stanu wiedzy i stosowanych rozwiązań technicznych oraz technologicznych mających na celu likwidację nieciągłości materiałowych w procesie walcowania wskazuje, że rozwiązania problemu należy szukać w obszarze opracowania nowego systemu odkształcania, szczególnie w fazie przepustów wstępnych. Nowy system odkształcania powinien cechować się intensywnym zamykaniem nieciągłości, a po zamknięciu odkształceniem, które w warunkach korzystnego stanu naprężeń doprowadzi do zgrzania nieciągłości. Pod pojęciem korzystnego stanu naprężenia rozumie się występowanie składowych naprężeń ściskających skierowanych prostopadle do powierzchni rozdziału zamkniętej nieciągłości. Zatem, cele pracy to: I. określenie wielkości odkształcenia oraz schematu stanu naprężenia, który sprzyja zamykaniu i zgrzewaniu nieciągłości wewnętrznych, II. znalezienie technologicznego sposobu odkształcania wywołującego taki stan naprężeń, III. opracowanie wykroju lub układu wykrojów umożliwiających uzyskanie pożądanych stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej. Na zamykanie i zgrzewanie nieciągłości w walcowanych prętach ma wpływ struktura wsadu, odkształcenie zadane w procesie przeróbki plastycznej i temperatura pasma, przy której to odkształcenie było zadawane. Mając na uwadze czynniki wpływające na kształt walcowanego pasma oraz istniejące możliwości sterowania płynięciem materiału w czasie procesu walcowania przyjęto tezę pracy: Przez dobór kształtu wykrojów oraz wielkości zadawanych odkształceń można wpływać na przebieg płynięcia materiału w wykroju oraz na lokalne stany naprężenia i odkształcenia, decydujące o przebiegu procesu zamykania i zgrzewania osiowych nieciągłości materiałowych. Zamknięcie pustki środkowej w procesie walcowania jest efektem trudniejszym do uzyskania, niż zamknięcie porowatości środkowej. Oznacza to, że jeżeli wystąpią korzystne warunki termomechaniczne, zapewniające zamknięcie i zgrzanie pustki środkowej, to na pewno nastąpi zamknięcie i zgrzanie porowatości środkowej.

48 48 Dariusz Woźniak 4. NUMERYCZNA ANALIZA STANÓW TERMOMECHANICZNYCH W KOTLINIE ODKSZTAŁCENIA 4.1. ANALIZA STANÓW MECHANICZNYCH W PRÓBKACH ODKSZTAŁCANYCH W SYMULATORZE TERMOMECHANICZNYM Poznanie mechanizmu zamykania i zgrzewania nieciągłości materiałowych w walcowanym paśmie wymaga analizy stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej utworzonej przez zastosowane wykroje. Zagadnienie wpływu stanów mechanicznych na zamykanie i zgrzewanie nieciągłości w materiale odkształcanego pasma jest przedmiotem wielu badań prowadzonych w różnych ośrodkach krajowych [22-26, 35, 44-46, 55, 62-77] i zagranicznych [41, 51, 52, 58, 59]. Metodyka badań wynika z potwierdzonego w literaturze faktu, że pomiędzy intensywnością zamykania i spajania nieciągłości materiałowych a lokalnymi zmianami odkształcenia i naprężenia w obszarze występowania tych wad istnieje ścisły związek. Prowadzone badania są skierowane głównie na poznanie wpływu warunków kształtowania plastycznego na zmianę geometrii symulowanych nieciągłości wewnętrznych i zmianę lokalnych stanów mechanicznych w obszarze występowania nieciągłości. Analiza lokalnego stanu naprężenia i odkształcenia w miejscu występowania nieciągłości, wykonana dla określonego wykroju i układu wydłużającego na podstawie prac własnych autora [22, 62-76] umożliwia ocenę warunków sprzyjających jej likwidacji. Do analizy wykorzystano model opracowany przez F. Grosmana i M. Tkocza zbudowany na podstawie metody macierzowej [22] z wykorzystaniem metody elementów skończonych dla zagadnień przestrzennych przy założeniu sztywno lepko-plastycznego modelu odkształcanego materiału. W analizie stanów mechanicznych skupiono się na wynikach prowadzonych dla kotliny walcowniczej utworzonej przez poszczególne wykroje i układy wykrojów stosowanych w fazie walcowania wstępnego (wykroje zgniatające, wydłużające) wsadu z wadą w postaci pustki środkowej według modelu opracowanego przez autora [69-73]. Symulacje przeprowadzono w programie Forge3 wersja 5.3 firmy Transvalor zainstalowanym na dwuprocesorowej stacji roboczej Sun Enterprise 250. Program ten jest wyspecjalizowaną aplikacją do symulacji numerycznej objętościowych procesów przeróbki plastycznej, wykorzystującą metodę elementów skończonych Cechy geometryczne wsadu i narzędzi W symulacji zastosowano próbki o początkowym przekroju kwadratowym części pomiarowej o wymiarach mm z otworem osiowym o promie-

49 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej niu 1 mm i o przekroju okrągłym Ø 11,28 mm. Z uwagi na istnienie trzech płaszczyzn symetrii próbki oraz symetrycznego sposobu przyłożenia obciążenia uznano, że do symulacji może być użyta jedynie jedna ósma objętości próbki stosowanej w badaniach fizycznych na symulatorze Gleeble. Jednocześnie zdecydowano się na pozostawienie części próbki stanowiącej uchwyt, aby uwzględnić wpływ sztywnych stref na płynięcie części pomiarowej próbki. Plik wsadowy zawierający cechy geometryczne wspomnianej części próbki oraz wstępną dyskretyzację powierzchni przygotowano w programie I-DEAS9 (rys. 4.1). Po wczytaniu pliku i sprawdzeniu poprawności cech geometrycznych w programie Forge3, wygenerowano końcową siatkę powierzchniową oraz czworościenną siatkę przestrzenną. Zastosowano trzy wielkości elementów siatki, którą zagęszczono w obszarach, w których spodziewane są największe zmiany analizowanych parametrów. Do dyskretyzacji powierzchni roboczych kowadeł wykorzystano program I-DEAS9. Zastosowano trójkątną, niejednorodną siatkę, zagęszczoną w okolicach krawędzi, by możliwie jak najdokładniej opisać promienie przejścia (rys. 4.2). Rys Początkowy kształt próbki użytej w symulacji z niejednorodną siatką elementów Rys Kształt narzędzia z wygenerowaną siatką powierzchniową (przykładowo pokazano kowadełko imitujące wykrój rombowy o kącie rozwarcia 135 ) Zdefiniowanie ruchu narzędzi i wstępnego położenia próbki względem narzędzi Ruch kowadła zadeklarowano ze stałą prędkością roboczą wynoszącą 50 mm/s, co odpowiada prędkości kształtowania równej 100 mm/s (ze względu na symetrię układu). Próbkę i kowadło umieszczono symetrycznie względem

50 50 Dariusz Woźniak siebie. Zadeklarowano również wartość przemieszczenia górnego kowadła, wynikającą z nastawy założonej w przyjętym wariancie technologicznym, wyszczególnionym w programie badań Zdefiniowanie właściwości reologicznych materiału Równaniem konstytutywnym w programie Forge3 jest zależność Nortona- Hoffa: m -1 vij = 2kT (, f,...) ^ 3foh fo ij (17) gdzie: σ ij dewiator stanu naprężenia, fo prędkość odkształcenia, fo ij tensor prędkości odkształcenia, m współczynnik czułości na prędkość odkształcenia, K(T, ε,...) funkcja zależna od temperatury, odkształcenia i innych parametrów technologicznych, związana z naprężeniem uplastyczniającym w następujący sposób: v p KT (, f,...) = 3 m + 1 (18) ^ h fo m Założono, że badana stal S235 w warunkach przeróbki plastycznej na gorąco stanowi ośrodek sztywno-lepkoplastyczny, spełniający warunek płynięcia Hubera-Misesa-Hencky ego. Do opisu właściwości reologicznych tej stali wykorzystano funkcję naprężenia uplastyczniającego, na podstawie której sporządzono odpowiednio sformatowaną tabelę wartości naprężenia uplastyczniającego dla spodziewanego zakresu odkształcenia zastępczego, temperatury i prędkości odkształcenia (tabl. 4.1). W tablicy 4.1 podano: liczbę punktów, w których wyznaczono wartości odkształcenia zastępczego i naprężenia uplastyczniającego (liczba w niebieskiej ramce) i wartości odkształcenia zastępczego w tych punktach (niebieska czcionka), liczbę prędkości odkształcenia, w których przeprowadzane były badania (liczba w zielonej ramce) i wartości prędkości odkształcenia (zielona czcionka), liczbę temperatur, w których przeprowadzane były badania (liczba w czerwonej ramce) i wartości temperatur (czerwona czcionka), wartości naprężenia uplastyczniającego odpowiadające zadeklarowanym wartościom odkształceń, uzyskane dla podanych kombinacji prędkości odkształcenia i temperatury. W poszczególnych kolumnach tablicy 4.1 podano wartości naprężenia uplastyczniającego dla kolejnych wartości odkształcenia (0,01; 0,02; 0,03; 0,04; 0,05 itd.), a w kolejnych wierszach: 1. wiersz wartości naprężenia uplastyczniającego dla 0,01 s -1 i temperatury 1050 C

51 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej Tabl Dane eksperymentalne wartości naprężenia uplastyczniającego dla konkretnych wielkości odkształcenia (od 0 do 1), temperatury (od 1050 C do 1200 C) i prędkości odkształcenia (od 0,01 s -1 do 100 s -1 ) 2. wiersz wartości dla 0,1 s -1 i 1050 C 3. wiersz wartości dla 1,0 s -1 i 1050 C 4. wiersz wartości dla 10,0 s -1 i 1050 C 5. wiersz wartości dla 100,0 s -1 i 1050 C 6. wiersz wartości dla 0,01 s -1 i 1100 C 7. wiersz wartości dla 0,1 s -1 i 1100 C 8. wiersz wartości dla 1,0 s -1 i 1100 C 9. wiersz wartości dla 10,0 s -1 i 1100 C 10. wiersz wartości dla 100,0 s -1 i 1100 C 11. wiersz wartości dla 0,01 s -1 i 1150 C 12. wiersz wartości dla 0,1 s -1 i 1150 C 13. wiersz wartości dla 1,0 s -1 i 1150 C 14. wiersz wartości dla 10,0 s -1 i 1150 C 15. wiersz wartości dla 100,0 s -1 i 1150 C 15. wiersz wartości dla 0,01 s -1 i 1200 C 16. wiersz wartości dla 0,1 s -1 i 1200 C

52 52 Dariusz Woźniak 17. wiersz wartości dla 1,0 s -1 i 1200 C 18. wiersz wartości dla 10,0 s -1 i 1200 C 19. wiersz wartości dla 1,0 s -1 i 1200 C 20. wiersz wartości dla 100,0 s -1 i 1200 C Zdefiniowanie warunków brzegowych Do opisu tarcia występującego w strefie kontaktu materiału z narzędziami zastosowano model Treski: gdzie: τ naprężenie tarcia, m t czynnik tarcia, σ p naprężenie uplastyczniające v p x = m (19) t 3 Zjawiska cieplne zachodzące w rozpatrywanym układzie opisane są za pomocą równania Fouriera-Kirchhoffa: 2T ct = dv( mpdvt) + qo (20) 2t gdzie: ρ gęstość, c ciepło właściwe, λ p przewodność cieplna, qo strumień ciepła generowanego w objętości odkształcanego materiału. Generowane ciepło jest częścią pracy odkształcenia plastycznego: qo = hv pfo (21) Występujący w powyższym wzorze współczynnik η uwzględnia tą część pracy odkształcenia, która została przekształcona na ciepło, a jego wartość przeważnie mieści się w zakresie od 0,9 do 1. W przeprowadzonych symulacjach przyjęto, że η = 1. Strumień ciepła przenikający przez powierzchnię swobodną próbki do otoczenia musi uwzględnić zarówno zjawiska przewodzenia i konwekcji, jak i promieniowanie: 4 4 qo = a2( Tot - T) + frvb^tot - T h (22) gdzie: α 2 globalny (wypadkowy dla przewodzenia i konwekcji) współczynnik przewodzenia ciepła do otoczenia, ε r emisyjność, σ B stała Stefana-Boltzmanna, T ot temperatura otoczenia.

53 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej Na styku próbki z narzędziami konieczne jest uwzględnienie oprócz przewodzenia również generowania ciepła w wyniku pracy sił tarcia: qo = b a1 ( Tk + T) + $ xv (23) b + bk gdzie: α 1 współczynnik przewodzenia ciepła do narzędzi, b współczynnik obliczany z zależności b = mptc (dla materiału) b k współczynnik obliczany z zależności b = mptc (dla kowadła) T k temperatura kowadła, τ naprężenie tarcia v prędkość poślizgu między odkształcanym materiałem a narzędziem Wszystkie właściwości i współczynniki niezbędne do scharakteryzowania warunków brzegowych zamieszczono w tablicy 4.2. Zastosowano stałe, zastępcze wartości poszczególnych parametrów, na podstawie otrzymanych danych oraz wartości podawanych w literaturze dla zbliżonej temperatury. Ponieważ niektóre wielkości cieplne nie były przedstawione w jednostkach SI, dokonano stosownych przeliczeń (1 cal = 4,1868 J). Wartości parametrów opisujących warunki brzegowe Tabl właściwości fizyczne próbki (stal S235) w temperaturze 1150 C współczynniki wymiany ciepła właściwości fizyczne materiału narzędzi (węglik spiekany H10) Parametr Wartość Wymiar czynnik tarcia m t 0,25 gęstość ρ 7550 kg m -3 ciepło właściwe c 650 J (kg C) -1 przewodzenność cieplna λ p 27 W (m C) -1 emisyjność ε r 0,7 współczynnik wymiany ciepła między próbką a narzędziem α W (m 2 C) -1 współczynnik wymiany ciepła między próbką a otoczeniem α 2 6 W (m 2 C) -1 gęstość ρ kg m -3 ciepło właściwe c 200 J (kg C) -1 przewodzenność cieplna λ p 80 W (m C) Wyniki symulacji stanów mechanicznych w kotlinie odkształcenia dla badań w symulatorze termomechanicznym Wyniki symulacji przedstawiono w postaci map rozkładów analizowanych parametrów charakteryzujących zmiany stanu termomechanicznego w odkształcanym materiale, zarówno na przekrojach poprzecznych (po lewej stronie rysunków), jak i wzdłużnych (po prawej stronie rysunków), przecho-

54 54 Dariusz Woźniak dzących przez środek próbki. Dla całego programu badań zebrano mapy rozkładów: odkształcenia zastępczego, wskaźnika stanu naprężenia, składowej normalnej naprężenia w kierunku x, składowej normalnej naprężenia w kierunku y, składowej normalnej naprężenia w kierunku z. Na rysunkach przedstawiono rozkłady analizowanych parametrów w dwóch fazach odkształcania w poszczególnych wykrojach układów: skrzynka-skrzynka (ze wsadu kwadratowego), owal-okrągły (ze wsadu okrągłego). romb-kwadrat (ze wsadu kwadratowego), owal-kwadrat (ze wsadu kwadratowego), Faza pośrednia, przedstawiona na rysunkach w rzędzie drugim, odpowiada wielkości gniotu, który występuje w przekroju położonym w połowie długości kotliny walcowniczej. Faza końcowa próby na symulatorze Gleeble, przedstawiona na rysunkach w rzędzie trzecim, odpowiada wielkości gniotu, który występuje w przekroju położonym w osi walców. Układ wykrojów skrzynkowych Z analizy stanów naprężenia i odkształcenia w wykrojach skrzynkowych i w płaskownicy (gładka beczka) podczas odkształcania w symulatorze Gleeble opublikowanych w pracach autora [62, 63, 67] wynika, że w obszarze lokalizacji pustki środkowej większe odkształcenie występuje w wykroju skrzynkowym niż w płaskownicy (rys. 4.3 i 4.8). Maksymalne odkształcenie w wykroju skrzynkowym w obszarze pustki środkowej ma wartość przekraczającą 1,0, a w płaskownicy dochodzi do wartości 0,8. Sposób i intensywność płynięcia materiału w wykroju skrzynkowym w obszarze środkowym wynika z oddziaływania gniotu bocznego wywoływanego ściankami wykroju. Z kolei w płaskownicy odkształcany materiał jest swobodnie poszerzany, w wyniku czego zmniejsza się intensywność odkształcenia w obszarze środkowym. Wskaźnik stanu naprężenia k σ świadczy o korzystniejszym dla zamykania pustki środkowej stanie naprężeń w obszarze środka pasma odkształcanego w wykroju skrzynkowym. Zakres oddziaływania naprężeń ściskających jest większy i wartość naprężeń w wykroju skrzynkowym jest wyższa, niż w płaskownicy (rys. 4.4 i 4.9). Wskaźnik stanu naprężenia w środku obszaru wykroju skrzynkowego przekracza wartość 1,35, a w płaskownicy 0,9. Korzystne oddziaływanie wykroju skrzynkowego na stan naprężeń w obszarze środkowym walcowanego pasma dobrze obrazuje rozkład składowych normalnych tensora stanu naprężenia odniesiony do naprężenia uplastyczniającego (rys i ). Z analizy tych rozkładów wynika, że w środku pasma odkształcanego w wykroju skrzynkowym składowa normalna poprzeczna jest ujemna, prostopadła do stykających się powierzchni pustki środkowej.

55 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej Korzystny stan odkształceń i naprężeń w wykroju skrzynkowym może doprowadzić do całkowitego zamknięcia, a nawet zgrzania nieciągłości już w pierwszym przepuście. Rys Rozkład odkształcenia zastępczego przy odkształcaniu w wykrojach skrzynkowych

56 56 Dariusz Woźniak Rys Rozkład wskaźnika stanu naprężenia k σ przy odkształcaniu w wykrojach skrzynkowych

57 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej Rys Rozkład stosunku składowej normalnej naprężenia σ x do naprężenia uplastyczniającego σ p przy odkształcaniu w wykrojach skrzynkowych

58 58 Dariusz Woźniak Rys Rozkład stosunku składowej normalnej naprężenia σ y do naprężenia uplastyczniającego σ p przy odkształcaniu w wykrojach skrzynkowych

59 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej Rys Rozkład stosunku składowej normalnej naprężenia σ z do naprężenia uplastyczniającego σ p przy odkształcaniu w wykrojach skrzynkowych

60 60 Dariusz Woźniak Rys Rozkład odkształcenia zastępczego przy odkształcaniu w płaskownicy

61 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej Rys Rozkład wskaźnika stanu naprężenia k σ przy odkształcaniu w płaskownicy

62 62 Dariusz Woźniak Rys Rozkład stosunku składowej normalnej naprężenia σ x do naprężenia uplastyczniającego σ p przy odkształcaniu w płaskownicy

63 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej Rys Rozkład stosunku składowej normalnej naprężenia σ y do naprężenia uplastyczniającego σ p przy odkształcaniu w płaskownicy

64 64 Dariusz Woźniak Rys Rozkład stosunku składowej normalnej naprężenia σ z do naprężenia uplastyczniającego σ p przy odkształcaniu w płaskownicy

65 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej Układ owal-okrągły Stany mechaniczne w układzie wykrojów owal-okrągły analizowano dla dwóch rodzajów wsadów, a mianowicie wsadu o przekroju kwadratowym 10 mm i wsadu o przekroju okrągłym Ø11,28 mm, których pole powierzchni przekroju poprzecznego jest równe. Analiza stanów naprężenia i odkształcenia została przedstawiona w publikacjach autora [22, 62, 72]. Stany naprężenia i odkształcenia dla owalu o stosunku b/h = 3, przy wydłużeniu λ = 1,73 przedstawiono na rysunkach , a na rysunkach ,32 dla owalu o b/h = 2, przy wydłużeniu 1,45. Istotne różnice stanów mechanicznych w kotlinie odkształcenia występują w przypadku odkształcania wsadu o różnym kształcie (kwadratowym i okrągłym) w wykroju owalnym. Odkształcenie zastępcze uzyskuje największe wartości w pobliżu bocznych końców nieciągłości i zawsze są one większe dla przypadku odkształcania wsadu okrągłego, niż w przypadku odkształcania wsadu kwadratowego w wykroju owalnym, niezależnie od kształtu wykroju określanego stosunkiem b/h. Przyrost odkształcenia w środku pasma, a więc w obszarze nieciągłości następuje dopiero po zetknięciu się powierzchni górnej i dolnej nieciągłości, a więc po jej zamknięciu. Odkształcenie zastępcze w płaszczyźnie wyjścia w obszarze zamkniętej nieciągłości osiągało wartość 0,4 dla wsadu kwadratowego i 0,6 dla wsadu okrągłego walcowanych w wykroju owalnym o b/h = 3. Dla wykroju o b/h = 2 wartości odkształcenia zastępczego były nieco niższe (o ok. 0,1 0,2), co jest następstwem mniejszego wydłużenia w tym wykroju. W wykroju okrągłym największe odkształcenie zastępcze występuje w obszarze środkowym. Zdecydowanie większe wartości odkształcenia i na większym obszarze oddziaływania występują w przypadku odkształcania owalu o b/h = 3, co jest następstwem większego gniotu możliwego do uzyskania przez zastosowanie wyższego owalu. Analiza stanu naprężenia w paśmie odkształcanym w wykrojach owalnym i okrągłym oparta na wskaźniku stanu naprężenia i składowych normalnych tensora naprężenia wykazała, że w obszarze środkowym występują poprzeczne naprężenia rozciągające. Ze względu na to, że dla wsadu o przekroju kwadratowym składowe normalne pionowa i pozioma są ujemne, ich działanie powoduje mniej intensywne zamykanie się nieciągłości. W następnym przepuście realizowanym w wykroju okrągłym po kantowaniu próbki o 90 nieciągłość niezgrzana w przepuście wstępnym ponownie otwiera się ze względu na występowanie rozciągających naprężeń poprzecznych w kotlinie odkształcenia. Otwarta nieciągłość jest mniejsza niż nieciągłość pierwotna we wsadzie i wykazuje silne spłaszczenie.

66 66 Dariusz Woźniak Rys Rozkład odkształcenia zastępczego przy odkształcaniu wsadu kwadratowego w wykroju owalnym o stosunku b/h = 3 i w wykroju okrągłym

67 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej Rys Rozkład wskaźnika stanu naprężenia k σ przy odkształcaniu wsadu kwadratowego w wykroju owalnym o stosunku b/h = 3 i w wykroju okrągłym

68 68 Dariusz Woźniak Rys Rozkład stosunku składowej normalnej naprężenia σ x do naprężenia uplastyczniającego σ p przy odkształcaniu wsadu kwadratowego w wykroju owalnym o stosunku b/h = 3 i w wykroju okrągłym

69 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej Rys Rozkład stosunku składowej normalnej naprężenia σ y do naprężenia uplastyczniającego σ p przy odkształcaniu wsadu kwadratowego w wykroju owalnym o stosunku b/h = 3 i w wykroju okrągłym

70 70 Dariusz Woźniak Rys Rozkład stosunku składowej normalnej naprężenia σ z do naprężenia uplastyczniającego σ p przy odkształcaniu wsadu kwadratowego w wykroju owalnym o stosunku b/h = 3 i w wykroju okrągłym

71 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej Rys Rozkład odkształcenia zastępczego przy odkształcaniu wsadu okrągłego w wykroju owalnym o stosunku b/h = 3 i w wykroju okrągłym

72 72 Dariusz Woźniak Rys Rozkład wskaźnika stanu naprężenia k σ przy odkształcaniu wsadu okrągłego w wykroju owalnym o stosunku b/h = 3 i w wykroju okrągłym

73 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej Rys Rozkład stosunku składowej normalnej naprężenia σ x do naprężenia uplastyczniającego σ p przy odkształcaniu wsadu okrągłego w wykroju owalnym o stosunku b/h = 3 i w wykroju okrągłym

74 74 Dariusz Woźniak Rys Rozkład stosunku składowej normalnej naprężenia σ y do naprężenia uplastyczniającego σ p przy odkształcaniu wsadu okrągłego w wykroju owalnym o stosunku b/h = 3 i w wykroju okrągłym

75 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej Rys Rozkład stosunku składowej normalnej naprężenia σ z do naprężenia uplastyczniającego σ p przy odkształcaniu wsadu okrągłego w wykroju owalnym o stosunku b/h = 3 i w wykroju okrągłym

76 76 Dariusz Woźniak Rys Rozkład odkształcenia zastępczego przy odkształcaniu wsadu kwadratowego w wykroju owalnym o stosunku b/h = 2 i w wykroju okrągłym

77 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej Rys Rozkład wskaźnika stanu naprężenia k σ przy odkształcaniu wsadu kwadratowego w wykroju owalnym o stosunku b/h = 2 i w wykroju okrągłym

78 78 Dariusz Woźniak Rys Rozkład stosunku składowej normalnej naprężenia σ x do naprężenia uplastyczniającego σ p przy odkształcaniu wsadu kwadratowego w wykroju owalnym o stosunku b/h = 2 i w wykroju okrągłym

79 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej Rys Rozkład stosunku składowej normalnej naprężenia σ y do naprężenia uplastyczniającego σ p przy odkształcaniu wsadu kwadratowego w wykroju owalnym o stosunku b/h = 2 i w wykroju okrągłym

80 80 Dariusz Woźniak Rys Rozkład stosunku składowej normalnej naprężenia σ z do naprężenia uplastyczniającego σ p przy odkształcaniu wsadu kwadratowego w wykroju owalnym o stosunku b/h = 2 i w wykroju okrągłym

81 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej Rys Rozkład odkształcenia zastępczego przy odkształcaniu wsadu okrągłego w wykroju owalnym o stosunku b/h = 2 i w wykroju okrągłym

82 82 Dariusz Woźniak Rys Rozkład wskaźnika stanu naprężenia k σ przy odkształcaniu wsadu okrągłego w wykroju owalnym o stosunku b/h = 2 i w wykroju okrągłym

83 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej Rys Rozkład stosunku składowej normalnej naprężenia σ x do naprężenia uplastyczniającego σ p przy odkształcaniu wsadu okrągłego w wykroju owalnym o stosunku b/h = 2 i w wykroju okrągłym

84 84 Dariusz Woźniak Rys Rozkład stosunku składowej normalnej naprężenia σ y do naprężenia uplastyczniającego σ p przy odkształcaniu wsadu okrągłego w wykroju owalnym o stosunku b/h = 2 i w wykroju okrągłym

85 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej Rys Rozkład stosunku składowej normalnej naprężenia σ z do naprężenia uplastyczniającego σ p przy odkształcaniu wsadu okrągłego w wykroju owalnym o stosunku b/h = 2 i w wykroju okrągłym

86 86 Dariusz Woźniak Układ romb-kwadrat W układzie wykrojów romb-kwadrat stany mechaniczne analizowano dla wsadu o przekroju kwadratowym 10 mm z pustką środkową o średnicy Ø2 mm walcowanego w wykrojach rombowych o kącie rozwarcia 135 (rys ) oraz 120 (rys ) oraz w wykroju kwadratowym. Analiza stanów odkształcenia i naprężenia dla układu wykrojów romb-kwadrat została przedstawiona w publikacjach autora [62, 64, 67]. Odkształcenie zastępcze uzyskuje największe wartości w pobliżu bocznych końców nieciągłości. Dla wykroju rombowego o kącie rozwarcia 135 w miejscu pustki środkowej odkształcenie zastępcze ma wartość 0,3, natomiast dla wykroju rombowego o kącie rozwarcia 120 pustka środkowa nie zostanie zamknięta. Po zetknięciu się powierzchni górnej i dolnej pustki (zamknięcie nieciągłości), co ma miejsce w przypadku wykroju rombowego o kącie rozwarcia 135, następuje przyrost odkształcenia w obszarze środkowym pasma. W wykroju kwadratowym największe odkształcenie zastępcze występuje w obszarze środkowym. Analiza wskaźnika stanu naprężenia i składowych normalnych tensora naprężenia w paśmie walcowanym w wykrojach rombowym i kwadratowym wskazuje na występowanie poprzecznych naprężeń rozciągających w obszarze środkowym i dużych naprężeń ściskających. W następstwie takiego stanu naprężeń w obszarze środkowym nieciągłość w postaci pustki środkowej zostaje zamknięta. Zamknięcie nieciągłości następuje tylko w przypadku wykroju rombowego o kącie rozwarcia 135. W wykroju rombowym o kącie rozwarcia 120 nieciągłość nie została zamknięta, a jedynie nastąpiło jej spłaszczenie i zmniejszenie jej objętości. Przyczyną odmiennego płynięcia materiału w obu wykrojach jest kąt rozwarty rombu, który decyduje o wielkości zadawanego gniotu. Dla wykroju rombowego o kącie rozwarcia 135 uzyskuje się większe gnioty, niż dla wykroju rombowego o kącie rozwarcia 120. Po kantowaniu o 90 i odkształcaniu próbki w następnym przepuście realizowanym w wykroju kwadratowym, obserwuje się otwieranie nieciągłości niezgrzanej w przepuście wstępnym. Przyczyną tego jest występowanie rozciągających naprężeń poprzecznych. Otwarta nieciągłość ma kształt spłaszczony i jest mniejsza niż nieciągłość pierwotna we wsadzie.

87 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej Rys Rozkład odkształcenia zastępczego przy odkształcaniu wsadu kwadratowego w wykrojach rombowym o kącie rozwarcia 135 i kwadratowym

88 88 Dariusz Woźniak Rys Rozkład wskaźnika stanu naprężenia k σ przy odkształcaniu wsadu kwadratowego w wykrojach rombowym o kącie rozwarcia 135 i kwadratowym

89 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej Rys Rozkład stosunku składowej normalnej naprężenia σ x do naprężenia uplastyczniającego σ p przy odkształcaniu wsadu kwadratowego w wykrojach rombowym o kącie rozwarcia 135 i kwadratowym

90 90 Dariusz Woźniak Rys Rozkład stosunku składowej normalnej naprężenia σ y do naprężenia uplastyczniającego σ p przy odkształcaniu wsadu kwadratowego w wykrojach rombowym o kącie rozwarcia 135 i kwadratowym

91 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej Rys Rozkład stosunku składowej normalnej naprężenia σ z do naprężenia uplastyczniającego σ p przy odkształcaniu wsadu kwadratowego w wykrojach rombowym o kącie rozwarcia 135 i kwadratowym

92 92 Dariusz Woźniak Rys Rozkład odkształcenia zastępczego przy odkształcaniu wsadu kwadratowego w wykrojach rombowym o kącie rozwarcia 120 i kwadratowym

93 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej Rys Rozkład wskaźnika stanu naprężenia k σ przy odkształcaniu wsadu kwadratowego w wykrojach rombowym o kącie rozwarcia 120 i kwadratowym

94 94 Dariusz Woźniak Rys Rozkład stosunku składowej normalnej naprężenia σ x do naprężenia uplastyczniającego σ p przy odkształcaniu wsadu kwadratowego w wykrojach rombowym o kącie rozwarcia 120 i kwadratowym

95 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej Rys Rozkład stosunku składowej normalnej naprężenia σ y do naprężenia uplastyczniającego σ p przy odkształcaniu wsadu kwadratowego w wykrojach rombowym o kącie rozwarcia 120 i kwadratowym

96 96 Dariusz Woźniak Rys Rozkład stosunku składowej normalnej naprężenia σ z do naprężenia uplastyczniającego σ p przy odkształcaniu wsadu kwadratowego w wykrojach rombowym o kącie rozwarcia 120 i kwadratowym

97 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej Układ owal-kwadrat Stany naprężenia i odkształcenia analizowane podczas odkształcania w układzie wykrojów owal-kwadrat przedstawiono na rysunkach dla wykroju owalnego o stosunku b/h = 3 i na rysunkach dla wykroju owalnego o stosunku b/h = 2. Analiza stanu naprężenia i odkształcenia w układzie wykrojów owal-kwadrat została przedstawiona w publikacjach autora [62, 66, 67]. Rozkłady odkształcenia zastępczego pokazano na rysunkach 4.43 (owal b/h = 3) i 4.48 (owal b/h = 2), wskaźnika stanu naprężenia na rysunkach 4.44 (owal b/h = 3) i 4.49 (owal b/h = 2) oraz składowych normalnych naprężenia do naprężenia uplastyczniającego na rysunkach (owal b/h = 3) i (owal b/h = 2). Omówienie stanów mechanicznych dla wykrojów owalnych zostało dokonane w ramach dyskusji stanów odkształcenia i naprężenia w wykroju owalnym przy odkształcaniu wsadu kwadratowego w układzie owal-okrągły. Analiza stanów mechanicznych w wykroju kwadratowym dla odkształcania próbek owalnych o różnych stosunkach b/h (rys ) wykazała, że istotnie większe wartości odkształcenia zastępczego oddziaływujące na większym obszarze środka pasma występują w przypadku odkształcania owalu o b/h = 3. Przyczyną tego są większe gnioty w wykroju kwadratowym wynikające z wyższego pasma wchodzącego do wykroju (wyższy owal). W wykroju kwadratowym największe odkształcenie zastępcze w płaszczyźnie wyjścia występuje w obszarze środkowym. Analiza wskaźnika stanu naprężenia i składowych normalnych tensora naprężenia w paśmie odkształcanym w wykrojach owalnym i kwadratowym (rys i 4.49) wskazuje, że naprężenia ściskające nie są wystarczające do zamknięcia pustki środkowej. Po kantowaniu o 90 i odkształcaniu w wykroju kwadratowym obserwuje się otwieranie niezamkniętej w przepuście wstępnym nieciągłości na skutek oddziaływania rozciągających naprężeń poprzecznych. Nieciągłości mają kształt spłaszczony i są mniejsze niż pierwotne.

98 98 Dariusz Woźniak Rys Rozkład odkształcenia zastępczego przy odkształcaniu wsadu kwadratowego w wykrojach owalnym o stosunku b/h = 3 i kwadratowym

99 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej Rys Rozkład wskaźnika stanu naprężenia k σ przy odkształcaniu wsadu kwadratowego w wykrojach owalnym o stosunku b/h = 3 i kwadratowym

100 100 Dariusz Woźniak Rys Rozkład stosunku składowej normalnej naprężenia σ x do naprężenia uplastyczniającego σ p przy odkształcaniu wsadu kwadratowego w wykrojach owalnym o stosunku b/h = 3 i kwadratowym

101 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej Rys Rozkład stosunku składowej normalnej naprężenia σ y do naprężenia uplastyczniającego σ p przy odkształcaniu wsadu kwadratowego w wykrojach owalnym o stosunku b/h = 3 i kwadratowym

102 102 Dariusz Woźniak Rys Rozkład stosunku składowej normalnej naprężenia σ z do naprężenia uplastyczniającego σ p przy odkształcaniu wsadu kwadratowego w wykrojach owalnym o stosunku b/h = 3 i kwadratowym

103 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej Rys Rozkład odkształcenia zastępczego przy odkształcaniu wsadu kwadratowego w wykrojach owalnym o stosunku b/h = 2 i kwadratowym

104 104 Dariusz Woźniak Rys Rozkład wskaźnika stanu naprężenia k σ przy odkształcaniu wsadu kwadratowego w wykrojach owalnym o stosunku b/h = 2 i kwadratowym

105 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej Rys Rozkład stosunku składowej normalnej naprężenia σ x do naprężenia uplastyczniającego σ p przy odkształcaniu wsadu kwadratowego w wykrojach owalnym o stosunku b/h = 2 i kwadratowym

106 106 Dariusz Woźniak Rys Rozkład stosunku składowej normalnej naprężenia σ y do naprężenia uplastyczniającego σ p przy odkształcaniu wsadu kwadratowego w wykrojach owalnym o stosunku b/h = 2 i kwadratowym

107 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej Rys Rozkład stosunku składowej normalnej naprężenia σ z do naprężenia uplastyczniającego σ p przy odkształcaniu wsadu kwadratowego w wykrojach owalnym o stosunku b/h = 2 i kwadratowym

108 108 Dariusz Woźniak 4.2. ANALIZA STANÓW MECHANICZNYCH W PRÓBKACH WALCOWANYCH W ZESPOLE WALCOWNICZYM Cechy geometryczne wsadu i narzędzi W symulacji zastosowano pręty wsadowe o przekroju kwadratowym mm i o przekroju okrągłym o średnicy 11,28 mm, oba z otworem osiowym o promieniu 1 mm. Cechy geometryczne oraz rozmieszczenie nieciągłości dobrano w taki sposób, aby zamodelować najgorsze przypadki zaobserwowane w rzeczywistych warunkach. W celu skrócenia czasu obliczeń, symulacje przeprowadzono na ćwiartce lub połowie objętości wsadu, stosownie do liczby istniejących płaszczyzn symetrii w określonym wariancie. Długość wsadu była na tyle duża, aby można było uzyskać wyniki adekwatne dla ustalonej fazy walcowania. Plik wsadowy zawierający cechy geometryczne wsadu oraz wstępną dyskretyzację powierzchni przygotowano w programie I-DEAS9. Po wczytaniu pliku i sprawdzeniu poprawności cech geometrycznych w programie Forge, wygenerowano końcową siatkę powierzchniową oraz czworościenną siatkę przestrzenną. Podobnie jak w przypadku próbek dla symulatora Gleeble, zastosowano trzy wielkości elementów siatki, którą zagęszczono w obszarach, w których spodziewane są największe zmiany analizowanych parametrów. Do dyskretyzacji powierzchni roboczych wykrojów wykorzystano program I-DEAS9. Zastosowano siatkę, podobnie jak w przypadku kowadełek używanych w symulatorze Gleeble, opisaną w rozdziale Zdefiniowanie ruchu narzędzi i wstępnego położenia próbki względem narzędzi Prędkość liniową ruchu walców zadeklarowano stałą, wynoszącą 0,100 mm/s. Pręt wsadowy i wykrój umieszczono symetrycznie względem siebie Zdefiniowanie właściwości reologicznych materiału Z uwagi prowadzenia badań symulacji numerycznej dla odkształcania w symulatorze Gleeble i dla walcowania na tym samym materiale wartości reologiczne zostały zdefiniowane w sposób opisany w rozdziale Zdefiniowanie warunków brzegowych Podobnie jak w przypadku symulacji numerycznej stanów mechanicznych przy odkształcaniu w symulatorze Gleeble, również do symulacji numerycznej stanów odkształcenia i naprężenia w procesie walcowania do opisu: tarcia występującego w strefie kontaktu materiału z narzędziami zastosowano model Treski, zjawisk cieplnych zastosowano równanie Fouriera-Kirchhoffa,

109 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej strumienia ciepła przenikającego przez powierzchnię swobodną walcowanego pasma do otoczenia uwzględniono przewodzenie, konwekcję i promieniowanie, styku próbki z narzędziami uwzględniono generowanie ciepła w wyniku pracy sił tarcia Wyniki symulacji stanów mechanicznych procesu walcowania Układ wykrojów skrzynkowych Analiza stanów naprężenia i odkształcenia podczas walcowania w wykrojach skrzynkowych i w płaskownicy (gładka beczka) obejmuje rozkłady odkształcenia zastępczego (ε i ), wskaźnika stanu naprężenia kv = i stosunek vm v p składowych normalnych naprężenia do naprężenia uplastyczniającego σ p. Analiza wyników umożliwia stwierdzenie, że w obszarze środkowym, w którym zlokalizowana jest pustka środkowa większe odkształcenie występuje w przypadku walcowania w wykroju skrzynkowym niż w płaskownicy (rys. 4.53). Intensywniejsze płynięcie materiału w wykroju skrzynkowym w obszarze środkowym jest następstwem oddziaływania gniotu bocznego pochodzącego od ścianek wykroju. W płaskownicy występuje swobodne poszerzenie, które umożliwia płynięcie odkształcanego materiału na boki, co zmniejsza intensywność odkształcenia w obszarze środkowym. Analiza rozkładu wskaźnika stanu naprężenia k σ w obszarze środkowym wyraźnie wskazuje na korzystniejszy stan naprężeń w obszarze środkowym pasma walcowanego w wykroju skrzynkowym, w którym zakres oddziaływania naprężeń ściskających jest większy i wartość naprężeń jest wyższa, niż w płaskownicy (rys. 4.54). Wskaźnik stanu naprężenia w środku obszaru wykroju skrzynkowego jest wyższy o wartość 0,45, niż w tym samym obszarze płaskownicy. Korzystne oddziaływanie wykroju skrzynkowego na stan naprężeń w obszarze środkowym walcowanego pasma dobrze obrazuje rozkład składowych normalnych tensora stanu naprężenia odniesiony do naprężenia uplastyczniającego v x v y z c v,, m. v p v p v p Stosunek składowych normalnych naprężenia do naprężenia uplastyczniającego σ p pokazano na rysunkach W środku pasma walcowanego w wykroju skrzynkowym składowa normalna poprzeczna jest ujemna, prostopadła do stykających się powierzchni pustki środkowej. Skutkiem walcowania w przepuście skrzynkowym może być doprowadzenie do całkowitego zamknięcia, a nawet zgrzania nieciągłości.

110 110 Dariusz Woźniak Rys Rozkład odkształcenia zastępczego w przekrojach wzdłużnym i poprzecznych pasma o początkowym przekroju kwadratowym walcowanego w systemie wydłużającym płaskownica-skrzynka

111 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej Rys Rozkład wskaźnika stanu naprężenia w przekrojach wzdłużnym i poprzecznych pasma o początkowym przekroju kwadratowym walcowanego w systemie wydłużającym płaskownica-skrzynka

112 112 Dariusz Woźniak Rys Rozkład naprężenia w kierunku walcowania (oś X) w przekrojach wzdłużnym i poprzecznych pasma o początkowym przekroju kwadratowym walcowanego w systemie wydłużającym płaskownica-skrzynka

113 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej Rys Rozkład naprężenia w kierunku szerokości (oś Y) w przekrojach wzdłużnym i poprzecznych pasma o początkowym przekroju kwadratowym walcowanego w systemie wydłużającym płaskownica-skrzynka

114 114 Dariusz Woźniak Rys Rozkład naprężenia w kierunku wysokości (oś Z) w przekrojach wzdłużnym i poprzecznych pasma o początkowym przekroju kwadratowym walcowanego w systemie wydłużającym płaskownica-skrzynka Analizę zamykania pustki środkowej w wykroju skrzynkowym przedstawia graficznie rysunek 4.58, na którym wysokość nieciągłości odniesiono do długości rzutu łuku styku pasma z walcami. Zamknięcie nieciągłości w postaci pustki środkowej modelowanej otworem o średnicy 2 mm we wsadzie kwadratowym o boku 10 mm następuje po 15,3 mm od płaszczyzny wejścia, przy całkowitej długości rzutu łuku styku 23,5 mm.

115 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej Rys Wysokość nieciągłości w odniesieniu do długości rzutu łuku styku pasma z walcami dla walcowania wsadu o przekroju kwadratowym w wykroju skrzynkowym Układ owal-okrągły Stany odkształcenia i naprężenia w układzie wykrojów owal-okrągły analizowano dla dwóch rodzajów wsadów, a mianowicie wsadu o przekroju kwadratowym 10 mm i wsadu o przekroju okrągłym Ø11,28 mm, których pole powierzchni przekroju poprzecznego jest równe. Istotne różnice stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej występują w przypadku odkształcania wsadu o różnym kształcie (kwadratowym i okrągłym) w wykroju owalnym. Na rysunkach przedstawiono stany naprężenia i odkształcenia dla pasma o przekroju kwadratowym walcowanym w wykroju owalnym, a na rysunkach dla pasma o przekroju okrągłym. Odkształcenie zastępcze uzyskuje największe wartości w pobliżu bocznych końców nieciągłości i zawsze są one większe dla przypadku walcowania wsadu okrągłego, niż w przypadku walcowania wsadu kwadratowego w wykroju owalnym, niezależnie od kształtu wykroju określanego stosunkiem b/h. Przyrost odkształcenia w środku pasma, a więc w obszarze nieciągłości następuje dopiero po zetknięciu się powierzchni górnej i dolnej nieciągłości, a więc po jej zamknięciu. Odkształcenie zastępcze w płaszczyźnie wyjścia w obszarze zamkniętej nieciągłości jest mniejsze dla wsadu kwadratowego, niż dla wsadu okrągłego. W wykroju okrągłym największe odkształcenie zastępcze występuje w obszarze środkowym. Analiza stanu naprężenia w paśmie odkształcanym w wykrojach owalnym i okrągłym oparta na wskaźniku stanu naprężenia i składowych normalnych tensora naprężenia wykazała, że w obszarze środkowym w płaszczyźnie wejścia występują poprzeczne naprężenia rozciągające. Wraz

116 116 Dariusz Woźniak z przesuwaniem się materiału w kierunku płaszczyzny wyjścia zwiększają się naprężenia ściskające i wraz z naprężeniami rozciągającymi w obszarze środkowym zajmowanym przez nieciągłość powodują zbliżanie się do siebie powierzchni górnej i dolnej aż do całkowitego zetknięcia, czyli zamknięcia nieciągłości. Ze względu na to, że dla wsadu o przekroju kwadratowym składowe normalne pionowa i pozioma są ujemne, ich działanie powoduje mniej intensywne zamykanie się nieciągłości, do którego dochodzi dopiero przed płaszczyzną wyjścia. W następnym przepuście realizowanym w wykroju okrągłym po kantowaniu pasma o 90 nieciągłość niezgrzana w przepuście wstępnym ponownie otwiera się ze względu na występowanie rozciągających naprężeń poprzecznych w kotlinie walcowniczej. Jednak jest ona mniejsza niż nieciągłość pierwotna we wsadzie. Ponadto kształt nieciągłości wykazuje silne spłaszczenie. Rys Rozkład odkształcenia zastępczego w przekrojach wzdłużnym i poprzecznych pasma o początkowym przekroju kwadratowym walcowanego w układzie owal-okrągły

117 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej Rys Rozkład wskaźnika stanu naprężenia w przekrojach wzdłużnym i poprzecznych pasma o początkowym przekroju kwadratowym walcowanego w układzie owal-okrągły

118 118 Dariusz Woźniak Rys Rozkład naprężenia w kierunku walcowania (oś X) w przekrojach wzdłużnym i poprzecznych pasma o początkowym przekroju kwadratowym walcowanego w układzie owal-okrągły

119 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej Rys Rozkład naprężenia w kierunku szerokości (oś Y) w przekrojach wzdłużnym i poprzecznych pasma o początkowym przekroju kwadratowym walcowanego w układzie owal-okrągły

120 120 Dariusz Woźniak Rys Rozkład naprężenia w kierunku wysokości (oś Z) w przekrojach wzdłużnym i poprzecznych pasma o początkowym przekroju kwadratowym walcowanego w układzie owal-okrągły

121 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej Rys Rozkład odkształcenia zastępczego w przekrojach wzdłużnym i poprzecznych pasma o początkowym przekroju okrągłym walcowanego w układzie owal-okrągły

122 122 Dariusz Woźniak Rys Rozkład wskaźnika stanu naprężenia w przekrojach wzdłużnym i poprzecznych pasma o początkowym przekroju okrągłym walcowanego w układzie owal-okrągły

123 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej Rys Rozkład naprężenia w kierunku walcowania (oś X) w przekrojach wzdłużnym i poprzecznych pasma o początkowym przekroju okrągłym walcowanego w układzie owal-okrągły

124 124 Dariusz Woźniak Rys Rozkład naprężenia w kierunku szerokości (oś Y) w przekrojach wzdłużnym i poprzecznych pasma o początkowym przekroju okrągłym walcowanego układzie owal-okrągły

125 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej Rys Rozkład naprężenia w kierunku wysokości (oś Z) w przekrojach wzdłużnym i poprzecznych pasma o początkowym przekroju okrągłym walcowanego w układzie owal-okrągły

126 126 Dariusz Woźniak Zamykanie pustki środkowej w wykroju owalnym w zależności od kształtu wsadu przedstawia rysunek Wysokość nieciągłości w trakcie przemieszczania się w kotlinie walcowniczej odniesiono do długości rzutu łuku styku pasma z walcami. Zamknięcie nieciągłości w postaci pustki środkowej we wsadzie kwadratowym następuje dopiero w płaszczyźnie wyjścia (ok. 27 mm od płaszczyzny wejścia), a we wsadzie o przekroju okrągłym po 11 mm od płaszczyzny wejścia). Zatem, w przypadku walcowania wsadu o przekroju okrągłym na drodze przekraczającej połowę długości rzutu łuku styku powierzchnie nieciągłości przywierają do siebie przy korzystnym stanie naprężeń, tzn. rosnących aż do płaszczyzny wyjścia ściskających naprężeń działających w kierunku pionowym (zamykania pustki) i rozciągających działających w kierunku poprzecznym. Taki stan naprężeń i odkształceń występujący na stosunkowo długim odcinku pasma przemieszczającego się w kotlinie walcowniczej stwarza dobre warunki do zgrzania pustki środkowej. Dodatkowym czynnikiem sprzyjającym zgrzaniu pustki jest wysoka temperatura w przepuście wstępnym mieszcząca się w przedziale C. Pustka środkowa zamknięta ale nie zgrzana w pierwszym przepuście, w przypadku walcowania wsadu kwadratowego w wykroju owalnym, w kolejnym przepuście (po kantowaniu o 90 ) realizowanym w wykroju okrągłym otwiera się, co przedstawia graficznie rysunek Nieciągłość taka ma większą wysokość niż pierwotna przy szerokości zerowej, gdyż zgniecione płaszczyzny stykają się. W wykroju okrągłym zmniejsza się wysokość nieciągłości, przy niewielkim wzroście szerokości. W kolejnych przepustach nieciągłość ponownie zostanie zamykana i otwierana zmniejszając swoją objętość, jednak nie zostanie zgrzana, gdyż warunki ku temu będą coraz bardziej niekorzystne. Dodatkowym czynnikiem pogarszającym zgrzanie materiału pasma jest obniżająca się w kolejnych przepustach temperatura pasma. Rys Wysokość nieciągłości w odniesieniu do długości rzutu łuku styku pasma z walcami dla walcowania wsadu o przekroju kwadratowym w wykroju owalnym

127 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej Rys Wysokość i szerokość niezgrzanej nieciągłości w odniesieniu do długości rzutu łuku styku pasma z walcami dla walcowania pasma o przekroju owalnym w wykroju okrągłym Układ romb-kwadrat W układzie wykrojów romb-kwadrat stany odkształcenia i naprężenia analizowano dla wsadu o przekroju kwadratowym 10 mm z pustką środkową o średnicy Ø2 mm walcowanego w wykroju rombowym o kącie rozwarcia 135 oraz w wykroju kwadratowym. Odkształcenie zastępcze uzyskuje największe wartości w pobliżu bocznych końców nieciągłości. Dla wykroju rombowego o kącie rozwarcia 135 w miejscu pustki środkowej odkształcenie zastępcze ma wartość 0,3 (rys. 4.71). Po zetknięciu się powierzchni górnej i dolnej pustki (zamknięcie nieciągłości), co ma miejsce w przypadku wykroju rombowego o kącie rozwarcia 135, następuje przyrost odkształcenia w obszarze środkowym pasma. W wykroju kwadratowym największe odkształcenie zastępcze w płaszczyźnie wyjścia występuje w obszarze środkowym. Analiza wskaźnika stanu naprężenia i składowych normalnych tensora naprężenia w paśmie walcowanym w wykrojach rombowym i kwadratowym wskazuje na występowanie poprzecznych naprężeń rozciągających w obszarze środkowym. Naprężenia ściskające rosną w kierunku płaszczyzny wyjścia. W następstwie takiego stanu naprężeń w obszarze środkowym nieciągłość w postaci pustki środkowej zostaje zamknięta. Po kantowaniu pasma o 90 jest ono walcowane w następnym przepuście realizowanym w wykroju kwadratowym, w którym obserwuje się otwieranie nieciągłości niezgrzanej w przepuście wstępnym. Przyczyną tego jest występowanie rozciągających naprężeń poprzecznych w kotlinie walcowniczej. Otwarta nieciągłość ma kształt spłaszczony i jest mniejsza niż nieciągłość pierwotna we wsadzie.

128 128 Dariusz Woźniak Rys Rozkład odkształcenia zastępczego w przekrojach wzdłużnym i poprzecznych pasma o początkowym przekroju kwadratowym walcowanego w układzie romb-kwadrat

129 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej Rys Rozkład wskaźnika stanu naprężenia w przekrojach wzdłużnym i poprzecznych pasma o początkowym przekroju kwadratowym walcowanego w układzie romb-kwadrat

130 130 Dariusz Woźniak Rys Rozkład naprężenia w kierunku walcowania (oś X) w przekrojach wzdłużnym i poprzecznych pasma o początkowym przekroju kwadratowym walcowanego w układzie romb-kwadrat

131 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej Rys Rozkład naprężenia w kierunku szerokości (oś Y) w przekrojach wzdłużnym i poprzecznych pasma o początkowym przekroju kwadratowym walcowanego w układzie romb-kwadrat

132 132 Dariusz Woźniak Rys Rozkład naprężenia w kierunku wysokości (oś Z) w przekrojach wzdłużnym i poprzecznych pasma o początkowym przekroju kwadratowym walcowanego w układzie romb-kwadrat

133 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej Proces zamykania pustki środkowej w wykroju rombowym przedstawia rysunek Wysokość nieciągłości została odniesiona do długości rzutu łuku styku pasma z walcami. Zamknięcie pustki środkowej w wykroju następuje w odległości 19 mm od płaszczyzny wejścia przy długości rzutu łuku styku 27,5 mm. W tym przypadku powierzchnie nieciągłości przywierają do siebie przy korzystnym stanie naprężeń i przy wysokiej temperaturze walcowanego pasma na stosunkowo krótkim odcinku wynoszącym 8,5 mm (odległość od zamknięcia nieciągłości do wyjścia z kotliny walcowniczej), co nie zapewnia warunków do zgrzania pustki środkowej. Zamknięta ale nie zgrzana pustka środkowa w pierwszym przepuście w wykroju rombowym, po kantowaniu o 90 w kolejnym przepuście w wykroju kwadratowym zostaje otwarta w wyniku sprzyjających temu stanów naprężeń i odkształceń. W kolejnych przepustach nieciągłość ponownie jest zamykana i otwierana zmniejszając swoją objętość, jednak nigdy nie zostanie zgrzana, a jej pozostałości są obserwowane na wyrobie. Rys Wysokość nieciągłości w odniesieniu do długości rzutu łuku styku pasma z walcami dla walcowania wsadu o przekroju kwadratowym w wykroju rombowym Układ owal-kwadrat Analiza stanu naprężenia i odkształcenia w układzie wykrojów owal-kwadrat została wykonana dla wsadu o przekroju kwadratowym 10 mm walcowanego w wykroju owalnym. Dyskusja stanów naprężenia i odkształcenia dla wykrojów owalnych została przeprowadzona w ramach omawiania stanów mechanicznych w wykroju owalnym dla walcowania w układzie owalokrągły wsadu kwadratowego. Rozkłady odkształcenia zastępczego pokazano

134 134 Dariusz Woźniak na rysunku 4.59, wskaźnika stanu naprężenia na rysunku 4.60 i składowych normalnych naprężenia do naprężenia uplastyczniającego na rysunkach Analiza stanów mechanicznych w wykroju kwadratowym dla walcowania pasm owalnych wykazała, że istotnie większe wartości odkształcenia zastępczego oddziaływujące na większym obszarze środka pasma występują w przypadku walcowania owalu o b/h = 3. Przyczyną tego są większe gnioty w wykroju kwadratowym wynikające z wyższego pasma wchodzącego do wykroju (wyższy owal). W wykroju kwadratowym największe odkształcenie zastępcze w płaszczyźnie wyjścia występuje w obszarze środkowym. Analiza wskaźnika stanu naprężenia i składowych normalnych tensora naprężenia w paśmie walcowanym w wykrojach owalnym i kwadratowym wskazuje, że naprężenia ściskające wzrastają w kierunku płaszczyzny wyjścia, jednak nie są wystarczające do zamknięcia pustki środkowej. Po kantowaniu pasma o 90 i walcowaniu w wykroju kwadratowym obserwuje się otwieranie niezamkniętej w przepuście wstępnym nieciągłości na skutek oddziaływania rozciągających naprężeń poprzecznych w kotlinie walcowniczej. Nieciągłości mają kształt spłaszczony i są mniejsze, niż pierwotna ANALIZA ZJAWISKA ZAMYKANIA I ZGRZEWANIA WEWNĘTRZNYCH NIECIĄGŁOŚCI OSIOWYCH Wyniki analizy stanów mechanicznych w różnych wykrojach w zależności od kształtu wsadu wykonane dla próbek odkształcanych w symulatorze termomechanicznym Gleeble i dla próbek walcowanych w doświadczalnym zespole walcowniczym ciągłym wykazują zbieżności w przypadku porównywania wyników uzyskanych dla poprzecznej płaszczyzny środkowej próbek odkształcanych w Gleeble i płaszczyzny wyjścia prętów walcowanych. Występujące różnice są wynikiem odmiennego płynięcia materiału w procesach odkształcania w kowadłach kształtowych i walcowania w wykrojach. Na rysunkach przedstawiono zmianę wysokości pustki osiowej w zależności od wielkości gniotu bezwzględnego w przypadku odkształcania w symulatorze Gleeble próbek kwadratowych i okrągłych w przykładowo wybranych wykrojach. Porównanie wykresów 4.77 (wykrój skrzynkowy) i 4.78 (płaskownica) wskazuje, że bardziej intensywnemu zamykaniu pustki osiowej sprzyja wykrój skrzynkowy. Jednak występujące różnice nie są duże. Zamknięcie pustki w próbce kwadratowej w wykroju skrzynkowym nastąpiło przy h = 3,7, ε i = 0,3 i σ z /σ p = -1,5, a w płaskownicy przy h = 4, ε i = 0,4 i σ z /σ p = -1,5. Odkształcanie próbki kwadratowej w układzie wykrojów owal-okrągły z użyciem wykroju owalnego o b/h = 2 nie spowodowało zamknięcia pustki środkowej w żadnym z wykrojów (rys i 4.80). Z kolei, przy odkształcaniu w tych samych wykrojach próbki okrągłej osiągnięto zamknięcie pustki już w wykroju owalnym przy h = 4,4, ε i = 0,4 i σ z /σ p = -1,35. W wykroju owalnym o b/h = 3 pustka

135 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej w próbce kwadratowej została zamknięta przy h = 4,8, ε i = 0,5 i σ z /σ p = -1,5, a próbka okrągła przy h = 3,6, ε i = 0,4 i σ z /σ p = -1,5. Rys Wysokość nieciągłości w odniesieniu do gniotu bezwzględnego w przypadku próbki kwadratowej odkształcanej w symulatorze Gleeble w wykroju skrzynkowym. Pustka zamknięta przy odkształceniu zastępczym ε i = 0,3 i składowej naprężenia ściskającego skierowanego prostopadle do powierzchni rozdziału σ z /σ p = -1,5 Rys Wysokość nieciągłości w odniesieniu do gniotu bezwzględnego w przypadku próbki kwadratowej odkształcanej w symulatorze Gleeble w płaskownicy. Pustka zamknięta przy odkształceniu zastępczym ε i = 0,4 i składowej naprężenia ściskającego skierowanego prostopadle do powierzchni rozdziału σ z /σ p = -1,5

136 136 Dariusz Woźniak Rys Wysokość nieciągłości w odniesieniu do gniotu bezwzględnego w przypadku próbki kwadratowej odkształcanej w symulatorze Gleeble w wykroju owalnym o b/h = 2. Układ owal-okrągły. Pustka nie została zamknięta Rys Wysokość nieciągłości w odniesieniu do gniotu bezwzględnego w przypadku próbki owalnej odkształcanej w symulatorze Gleeble w wykroju okrągłym. Układ owal-okrągły. Pustka nie została zamknięta

137 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej Rys Wysokość nieciągłości w odniesieniu do gniotu bezwzględnego w przypadku próbki okrągłej odkształcanej w symulatorze Gleeble w wykroju owalnym o b/h = 2. Pustka zamknięta przy odkształceniu zastępczym ε i = 0,4 i składowej naprężenia ściskającego skierowanego prostopadle do powierzchni rozdziału σ z /σ p = -1,35 Rys Wysokość nieciągłości w odniesieniu do gniotu bezwzględnego w przypadku próbki kwadratowej odkształcanej w symulatorze Gleeble w wykroju owalnym o b/h = 3. Pustka zamknięta przy odkształceniu zastępczym ε i = 0,5 i składowej naprężenia ściskającego skierowanego prostopadle do powierzchni rozdziału σ z /σ p = -1,5

138 138 Dariusz Woźniak Rys Wysokość nieciągłości w odniesieniu do gniotu bezwzględnego w przypadku próbki okrągłej odkształcanej w symulatorze Gleeble w wykroju owalnym o b/h = 3. Pustka zamknięta przy odkształceniu zastępczym ε i = 0,4 i składowej naprężenia ściskającego skierowanego prostopadle do powierzchni rozdziału σ z /σ p = -1,5 Wyniki zmiany wysokości pustki osiowej w zależności od wielkości gniotu bezwzględnego w procesie walcowania w wybranych wykrojach przedstawiono na rysunkach W analizie wyników symulacji numerycznej procesu walcowania wyznaczono odkształcenie zgrzewania ε z, zdefiniowane, jako różnica odkształcenia końcowego sumarycznego w płaszczyźnie wyjścia i odkształcenia zastępczego w chwili zamknięcia pustki środkowej. Zamknięcie pustki we wsadzie kwadratowym w płaskownicy nastąpiło przy h = 4, ε i = 0,2 i σ z /σ p = -1,35. Odkształcenie zgrzewania ε z = 0,1. W wykroju owalnym o b/h = 3 pustka w próbce kwadratowej została zamknięta przy h = 4,9, ε i = 0,3 i σ z /σ p = -1,35, ε z = 0,1, a pustka w próbce okrągłej została zamknięta przy h = 3,4, ε i = 0,25, σ z /σ p = -1, 5, ε z = 0,2. Na podstawie analizy wyników badań zjawiska zamykania i zgrzewania nieciągłości stwierdzono, że minimalna wielkość odkształcenia po zamknięciu nieciągłości zapewniająca trwały efekt jej zgrzania wynosi 0,15. Analiza wyników symulacji numerycznych była pomocna dla wstępnej oceny możliwości uzyskania korzystnego stanu odkształceń i naprężeń w poszczególnych wykrojach sprzyjającego zamykaniu pustek środkowych, co umożliwiło zawężenie obszaru kolejnego etapu badań do wybranych przypadków.

139 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej Rys Wysokość nieciągłości w odniesieniu do gniotu bezwzględnego w przypadku próbki kwadratowej walcowanej w płaskownicy. Pustka zamknięta przy odkształceniu zastępczym ε i = 0,2, składowa naprężenia ściskającego skierowanego prostopadle do powierzchni rozdziału σ z /σ p = -1,35. Odkształcenie zgrzewania ε z = 0,1 Rys Wysokość nieciągłości w odniesieniu do gniotu bezwzględnego w przypadku próbki kwadratowej odkształcanej w symulatorze Gleeble w wykroju owalnym o b/h = 3. Pustka zamknięta przy odkształceniu zastępczym ε i = 0,3, składowa naprężenia ściskającego skierowanego prostopadle do powierzchni rozdziału σ z /σ p = -1,35. Odkształcenie zgrzewania ε z = 0,1

140 140 Dariusz Woźniak Rys Wysokość nieciągłości w odniesieniu do gniotu bezwzględnego w przypadku próbki okrągłej odkształcanej w symulatorze Gleeble w wykroju owalnym o b/h = 3. Pustka zamknięta przy odkształceniu zastępczym ε i = 0,25 i składowej naprężenia ściskającego skierowanego prostopadle do powierzchni rozdziału σ z /σ p = -1, 5. Odkształcenie zgrzewania ε z = 0,2

141 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej BADANIA EKSPERYMENTALNE DLA RÓŻNYCH UKŁADÓW KALIBROWANIA 5.1. PROGRAM I METODYKA BADAŃ Badania modelowe wykonano w symulatorze termomechanicznym i w trójklatkowym zespole walcowniczym ciągłym D320. Do badań użyto dwóch typów wsadu różniących się kształtem i wymiarami przekroju poprzecznego: kwadratowy o boku 10 mm, okrągły o średnicy 11,28 mm. Wymiary liniowe obu typów wsadu są następstwem założenia, że pola powierzchni przekroju obu typów wsadu są równe i wynoszą 100 mm 2. Nieciągłość materiału modelowano otworem o średnicy 2 mm położonym w osi środkowej. Wsad wykonano ze stali węglowej konstrukcyjnej S235, dla której wykonano badania plastometryczne w próbie osiowosymetrycznego ściskania w symulatorze Gleeble i wyznaczono funkcję naprężenia uplastyczniającego. Badania prowadzono dla następujących parametrów technologicznych: temperatura pasma: 1150 C, temperatura narzędzi: 80 C, temperatura otoczenia: 20 C, prędkość liniowa ruchu narzędzi: 0,1 m/s Program modelowania fizycznego procesu odkształcania pasma w różnych wykrojach i układach wydłużających, zarówno typowych, jak i będących wynikiem badań własnych autora [62-75] był zbieżny z analizą stanów naprężeń i odkształceń wykonaną metodą symulacji komputerowej. Pary wykrojów współpracują ze sobą tworząc układy wydłużające. W zależności od kształtu wykrojów danego układu uzyskuje się różne wielkości wydłużenia pasma walcowanego w poszczególnych wykrojach. Wielkość uzyskiwanego współczynnika wydłużenia, a zatem również gniotu w połączeniu z kształtem pasma wchodzącego do wykroju oraz kształtem tego wykroju, mają decydujący wpływ na obraz naprężeń i odkształceń w kotlinie walcowniczej. Założono, że badania odkształcania pasma będą odzwierciedlały płynięcie materiału w wykrojach następujących układów wydłużających: romb-kwadrat (poz. 1 4 programu symulacji), romb-romb (poz. 5), owal-okrągły (poz. 6, 7, 10, 11 oraz 21 24), owal-kwadrat (poz. 8, 9 oraz 12 i 13), owal-owal (poz. 14, 15 i 26), skrzynka-skrzynka (poz. 16 i 17), płaskownica-płaskownica (poz. 18 i 19), ośmiokąt-kwadrat (poz. 20 i 25).

142 142 Dariusz Woźniak Badania wpływu kształtu kotliny walcowniczej na stan odkształceń i naprężeń prowadzono nie tylko przez zmianę figury geometrycznej tworzącej wykrój (np. romb, owal itd.), ale również przez zmianę parametrów opisujących daną figurę (tj.: wielkość kąta rozwartego rombu, stosunek szerokości do wysokości owalu itp.). Zmiana parametrów figury geometrycznej tworzącej wykrój walcowniczy powoduje zmianę pola przekroju tego wykroju, a w konsekwencji zmianę wielkości zadawanego gniotu i stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej tworzonej przez wykrój. W celu uchwycenia wpływu tych wielkości na obraz naprężeń i odkształceń zaplanowano prowadzenie badań w wykrojach tego samego typu jednak o zróżnicowanych parametrach wymiarowych: rombowym o kącie rozwarcia 120 i 135 w ramach układów wydłużających: romb-kwadrat (poz. 1 i 3), romb-romb (poz. 5), owalnym o stosunku szerokości do wysokości 2 i 3 w ramach układów wydłużających: owal-okrągły (poz. 6 i 10), owal-kwadrat (poz. 8 i 12), owal-owal (poz. 14), Ponadto, w programie badaniami objęto również płynięcie pasma powtórnie kształtowanego w tym samym wykroju, bez kantowania, lecz ze zmienionym współczynnikiem gniotu. Wielkość gniotu regulowano wielkością nastawy. Symulacje dla takich założeń przeprowadzono w układach: romb-(bez kantowania) romb-kwadrat (poz. 4, 7 i 11), owal-(bez kantowania) owal-kwadrat (poz. 7, 11, 22 i 24), płaskownica-(bez kantowania) płaskownica-płaskownica (poz. 19). Badania w sytuacji swobodnego płynięcia poprzecznego materiału realizowano w wykrojach płaskich (poz. 18 i 19). Wpływ kształtu wsadu na naprężenia i odkształcenia analizowano dla wykrojów wstępnych, dla których uznano to za zasadne, a mianowicie: owalnych (poz. 17, 18, 20, 24, i 25) oraz ośmiokątnego (poz. 26). W obu przypadkach stosowano wsad o przekroju kwadratowym i okrągłym. Obecnie w praktyce przemysłowej nie stosuje się w walcowniach bruzdowych wsadu o przekroju okrągłym. Program badań zamieszczono w tablicy 5.1. W uwagach przez SK oznaczono przypadki, dla których wykonano symulację komputerową stanów naprężenia i odkształcenia.

143 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej Program badań Tabl Wsad Przepust Poz. sposób podania Wykrój Nastawa Wykrój Nastawa Wykrój Nastawa Uwagi kształt mm kształt mm kształt mm 1 romb romb 135 3,5 3 romb 135 3,5 romb romb kwadrat 7,5 1 S.K. 5 romb 135 3,5 romb kwadrat 7,5 1 S.K. 6 romb romb 120 2,5 8 romb 120 2,5 romb romb kwadrat 7,5 1 S.K. 10 romb 120 2,5 romb kwadrat 7,5 1 S.K. 11 romb romb romb romb romb kwadrat 7,5 1 S.K. 14 owal b/h = owal b/h = 3 2,5 16 owal b/h = 3 2,5 owal b/h = owal b/h = 3 1 okrągły 8,4 1 S.K. 18 owal b/h = 3 2,5 owal b/h = 3 1 okrągły 8,4 1 S.K. 19 owal b/h = 3 1 kwadrat 7,5 1 S.K. 20 owal b/h = 3 2,5 owal b/h = 3 1 kwadrat 7,5 1 S.K. 21 owal b/h = owal b/h = owal b/h = 2 2 owal b/h = owal b/h = 2 1 okrągły 8,4 1 S.K. 25 owal b/h = 2 2 owal b/h = 2 1 okrągły 8,4 1 S.K. 26 owal b/h = 2 1 kwadrat 7,5 1 S.K. 27 owal b/h = 2 2 owal b/h = 2 1 kwadrat 7,5 1 S.K. 28 owal b/h = owal b/h = 3 1 owal b/h = owal b/h = 3 1 owal b/h = 2 1 kwadrat 7,5 1 S.K.

144 144 Dariusz Woźniak Wsad Przepust Poz. sposób podania Wykrój Nastawa Wykrój Nastawa Wykrój Nastawa Uwagi kształt mm kształt mm kształt mm 31 owal b/h = 3 1 owal b/h = 2 1 okrągły 8,4 1 S.K. 32 skrzynka 13, skrzynka 13, skrzynka 13,5 4 skrzynka 13, skrzynka 13,5 2 skrzynka 7,5 1 S.K. 36 skrzynka 13,5 4 skrzynka 13,5 2 skrzynka 7,5 1 S.K. 37 płaskownica 6 38 płaskownica 8 39 płaskownica 8 płaskownica 6 40 płaskownica 6 płaskownica 7,5 S.K. 41 płaskownica 8 płaskownica 6 płaskownica 7,5 S.K. 42 ośmiokąt ośmiokąt kwadrat 7,5 1 S.K. 44 owal b/h = owal b/h = 3 2,5 46 owal b/h = 3 2,5 owal b/h = owal b/h = 3 1 okrągły 8,4 1 S.K. 48 owal b/h = 3 2,5 owal b/h = 3 1 okrągły 8,4 1 S.K. 49 owal b/h = owal b/h = owal b/h = 2 2 owal b/h = owal b/h = 2 1 okrągły 8,4 1 S.K. 53 owal b/h = 2 2 owal b/h = 2 1 okrągły 8,4 1 S.K. 54 ośmiokąt ośmiokąt kwadrat 7,5 1 S.K. 56 owal b/h = owal b/h = 3 1 owal b/h = owal b/h = 3 1 owal b/h = 2 1 okrągły 8,4 1 S.K.

145 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej KALIBROWANIE WYKROJÓW W badaniach uwzględniono wpływ kształtu kotliny walcowniczej na stany naprężenia i odkształcenia. Kształt kotliny walcowniczej jest następstwem kształtu wykroju i wielkości zadanego gniotu. Dlatego zaprojektowano po dwa wykroje z każdego typu, dla którego istnieje możliwość regulacji kształtu. Dla zrealizowania zaplanowanego programu badań (tabl. 5.1) opracowano następujące wykroje: dwa wykroje rombowe różniące się wielkością kąta rozwarcia ścian rombu: 120 i 135, dwa wykroje owalne różniące się stosunkiem szerokości do wysokości owalu: 2 i 3, dwa wykroje skrzynkowe różniące się szerokością wykroju 7,5 i 13,5 mm, jeden wykrój kwadratowy, jeden wykrój okrągły, jeden wykrój ośmiokątny i jedną płaskownicę. Podczas prac nad kształtem wykrojów klasycznych wykorzystano znane z literatury metody kalibrowania [3,61]: metodę Holzweilera dla układu wykrojów romb-kwadrat, metodę Kirchberga dla układu wykrojów owal-kwadrat, metodę Bakhtinova dla układu wykrojów owal-okrągły. Wymienione metody kalibrowania wykrojów należą do najczęściej stosowanych w praktyce przemysłowej. Przy projektowaniu wykrojów do obliczenia poszerzenia w prostokącie zastosowano wzór B.P. Bakhtinova w postaci [3]: h h b1 = D D 115, c l 2 d - m (24) h 2 0 n Ze względu na mały stopień skomplikowania i wystarczającą dokładność wzór ten należy do najczęściej używanych do obliczania poszerzenia stali konstrukcyjnych węglowych w wykrojach skrzynkowych walcowni bruzdowych. Układ wykrojów skrzynka-skrzynka Kalibrowanie wykrojów skrzynkowych wykonano na podstawie obliczeń opartych na następujących zależnościach: głębokość wcięcia: h b = (0,2 0,35)h (25) szerokość wykroju: b k = (0,98 1,0)b (26) szerokość wykroju w linii rozdziału: B k = b + 1,5 b (27)

146 146 Dariusz Woźniak pochylenie ścianek bocznych: 5 20% wewnętrzne promienie zaokrągleń: zewnętrzne promienie zaokrągleń r 1 = (0,12 0,20)b (28) r 2 = (0,08 0,12)b (29) Wyniki obliczeń dla wykrojów skrzynkowych zestawiono w tablicy 5.2, w wykroje pokazano na rysunku 5.1 Wykrój Tabl Zestawienie obliczonych wymiarów wykrojów skrzynkowych h b mm b k mm B k mm Pochylenie ścianek, % r 1 mm r 2 mm 13,5 2,5 13,5 14,1 12 0,75 0,75 7,5 3,25 7,5 8,08 8,9 0,75 0,75 o szerokości 13,5 mm Rys Wykroje skrzynkowe o szerokości 7,5 mm Płaskownicę tworzyły dwie płaskie powierzchnie bez ograniczenia poprzecznego płynięcia odkształcanego pasma. Układ wykrojów romb-kwadrat Kalibrowanie wykroju rombowego wykonano na podstawie obliczeń według dwóch metod: B.P. Bakhtinova wykrój rombowy o kącie rozwarcia 120 C. Holzweilera wykrój rombowy o kącie rozwarcia 135

147 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej W kalibrowaniu metodą B.P. Bakhtinova wykorzystano zależności: szerokość wcięcia wykroju: t bk = b`1 - j (30) h wysokość wykroju: 2 h hk = h- 2r; 1+ c m - 1E (31) b głębokość wcięcia: hk - s hb = 2 (32) wewnętrzne promienie zaokrągleń: zewnętrzne promienie zaokrągleń: r 1 = (0 0,2)b (33) r 2 = (0,2 0,5)b (34) W kalibrowaniu metodą C. Holzweilera wykorzystano zależności: wysokość wykroju: szerokość wykroju: h k = (1,35 1,5)a (0,75 0,85) a (35) b k = (1,35 2,15)a + (1,85 2,05) a (36) wewnętrzne promienie zaokrągleń: zewnętrzne promienie zaokrągleń r 1 = (0 0,2)h k (37) r 2 = (0,12 0,20)h k (38) Kalibrowanie wykroju kwadratowego wykonano na podstawie obliczeń cech geometrycznych przekroju poprzecznego wyrobu z uwzględnieniem współczynnika rozszerzalności cieplnej, przyjętego jako 1,012. Promienie zaokrągleń wyznaczono według zależności: r = (0 0,2)h k (39) Wyniki obliczeń dla wykrojów rombowych i kwadratowego zestawiono w tablicy 5.3, a wykroje pokazano na rysunkach 5.2 i 5.3. Tabl Zestawienie obliczonych wymiarów wykrojów rombowych i kwadratowego Wykrój Kąt rozwarcia, h k mm b k mm h b mm r 1 mm romb ,54 17,32 4,77 1,5 1,5 romb ,76 19,32 4,38 1,5 1,5 kwadrat 90 9,6 9,6 4,3 1 1 r 2 mm

148 148 Dariusz Woźniak o kącie rozwarcia 120 o kącie rozwarcia 135 Rys Wykroje rombowe Rys Wykrój kwadratowy Układ wykrojów owal-kwadrat Kalibrowanie wykrojów owalnych zaprojektowano na podstawie metody Kirchberga. Obliczenia wykonano w oparciu o zależności przedstawione w tablicy 5.4. Tabl Zależności i dane do obliczenia wykrojów owalnych według Kirchberga Stosunek szerokości owalu do wysokości b h Stosunek pola powierzchni owalu do wysokości S h 2 Stosunek promienia owalu do wysokości R h 2,00 1,398 1,2500 3,00 2,044 2,5000 Zewnętrzne promienie zaokrągleń wyznaczono według zależności: r 2 = (0,2 0,5)b (40) Kalibrowanie wykroju kwadratowego wykonano na podstawie obliczeń cech geometrycznych przekroju poprzecznego wyrobu z uwzględnieniem współczynnika rozszerzalności cieplnej przyjętego jako 1,012.

149 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej Promienie zaokrągleń wyznaczono według zależności: r = (0 0,2)h k (41) Wyniki obliczeń dla wykrojów owalnych zestawiono w tablicy 5.5, a wykroje pokazano na rysunku 5.4. Wyniki obliczeń dla wykroju kwadratowego zestawiono w tablicy 5.3, a wykrój pokazano na rysunku 5.3. Tabl Zestawienie obliczonych wymiarów wykrojów owalnych i okrągłego Wykrój b/h h mm b mm b k mm R mm r 2 mm owal 2 2 7,4 14,8 14,0 9,25 1,5 owal 3 3 6,4 19,2 17,79 16,0 1,5 o stosunku b/h = 2 o stosunku b/h = 3 Rys Wykroje owalne Układ wykrojów owal-okrągły Dla układu wykrojów owal-okrągły założono, że będą zastosowane wykroje owalne, takie jak dla układu wykrojów owal-kwadrat. Rys Wykrój okrągły

150 150 Dariusz Woźniak Kalibrowanie wykroju okrągłego (rys. 5.5) wykonano na podstawie obliczeń cech geometrycznych przekroju poprzecznego wyrobu z uwzględnieniem współczynnika rozszerzalności cieplnej przyjętego jako 1,012. Zewnętrzne promienie zaokrągleń wyznaczono według zależności: r 2 = (0,1 0,2)h k (42) 5.3. STANOWISKA BADAWCZE Symulator termomechaniczny Do przeprowadzenia badań wykorzystano jednostkę MaxStrain symulatora termomechanicznego Gleeble 3800 (rys. 5.6). Materiałem na kowadełka jest węglik spiekany w gatunku H10. Gatunek materiału jest narzucony wymaganiami technicznymi urządzenia. Kształt roboczej części kowadełek odpowiadał kształtowi opracowanych wykrojów pokazanych na rysunkach Kowadełka współpracowały w parach tworzących złożenie o kształcie identycznym do kształtu poszczególnych wykrojów. Zaprojektowano kowadełka o następujących kształtach: rombowym o kącie rozwarcia ścian rombu: 120, rombowym o kącie rozwarcia ścian rombu: 135, owalnym o stosunku szerokości do wysokości owalu: 2, owalnym o stosunku szerokości do wysokości owalu: 3, skrzynkowym o szerokości wykroju 7,5 mm, skrzynkowym o szerokości wykroju 13,5 mm, kwadratowym, okrągłym i ośmiokątnym. Kowadełka płaskie są używane standardowo w jednostce MaxStrain. a) b) Rys Symulator termomechaniczny Gleeble 3800 a) widok ogólny, b) zamontowane kowadełka o kształcie rombowym

151 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej Zespół walcowniczy Do badań wykorzystano zespół walcowniczy ciągły do walcowania na gorąco znajdujący się w Instytucie Metalurgii Żelaza (rys. 5.7). Rys Zespół walcowniczy ciągły Piec grzewczy Wsad nagrzewano w piecu grzewczym komorowym zasilanym prądem elektrycznym. Maksymalna temperatura nagrzewania wynosi ok C. Ładowanie i wyładowywanie próbek z pieca odbywa się ręcznie. Zespół walcowniczy ciągły Zespół składa się z trzech walcarek, których klatki walcownicze mogą pracować ze złożeniami walców duo lub uniwersalnymi. Zarówno walce poziome, jak i pionowe, łożyskowane są łożyskami tocznymi. Klatki walcownicze charakteryzują następujące wielkości: walce poziome: średnica maks. 320 mm, średnica min. 280 mm, długość beczki 200/100 mm, maks. siła nacisku 100 kn, maks. moment obrotowy 8,5 knm,

152 152 Dariusz Woźniak walce pionowe średnica maks. 230 mm, średnica min. 190 mm, długość beczki 70 mm, maks. siła nacisku 100 kn. Przełożenia przekładni kolejnych walcarek są następujące: klatka nr 1 i = 10,15 klatka nr 2 i = 15,1 klatka nr 3 i = 22,4 Podstawowym elementem napędowym każdej walcarki jest silnik prądu stałego o następujących parametrach technicznych: moc nominalna 90 kw, natężenie prądu 225 A, napięcie 440V, prędkość obrotowa 1000/1500 min. Do przeprowadzenia badań wykorzystano walcarki nr 1 i 2 z walcami zabudowanymi w układzie duo i uniwersalnym o średnicach zestawionych w tablicach 5.6 i 5.7. Zestawienie walców używanych w złożeniach duo Tabl Numer klatki Wytoczone wykroje Średnica walców, mm Materiał walców 1 romb 285 WNL 1 owal 280 WNL 1 płaskownica 320 WWV 2 kwadrat, skrzynka 280 WNL 2 okrągły 290 WNL Tabl Zestawienie walców używanych w złożeniach uniwersalnych Numer klatki 1 2 Pozycja walców Średnica walców, mm Materiał walców poziome 316 żeliwo pionowe 228 WNL poziome 316 żeliwo pionowe 228 WNL

153 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej MATERIAŁ BADAŃ Próbki do badań w symulatorze termomechanicznym Próbki do fizycznego modelowania procesu odkształcania na gorąco w jednostce MaxStrain symulatora termomechanicznego Gleeble muszą spełniać wymagania określone warunkami technicznymi urządzenia. Do wymagań tych należą: kształt i wymiary próbki, w szczególności uchwytów, dokładność wykonania, jakość powierzchni. Uwzględniając wymagania stawiane przez urządzenie oraz wynikające z założonego programu badań, opracowano dwa typy próbek różniących się kształtem strefy odkształcanej, a mianowicie: o przekroju kwadratowym mm i o przekroju okrągłym 11,28 mm. Pole przekroju strefy odkształcanej w obu typach próbek wynosi 100 mm 2. Osiową nieciągłość wsadu zamodelowano przez wywiercenie otworu o średnicy 2 mm w osi wzdłużnej strefy odkształcanej. Wielkość średnicy otworu modelującego nieciągłość wynika z technicznych możliwości jego wykonania w próbce. Wszystkie próbki wykonano ze stali węglowej konstrukcyjnej ogólnego przeznaczenia w gatunku S235. Próbki o przekroju kwadratowym pokazano na rysunku 5.8, a o przekroju okrągłym na rysunku 5.9. Rys Próbka o przekroju kwadratowym stosowana do badań w jednostce MaxStrain symulatora Gleeble 3800

154 154 Dariusz Woźniak Rys Próbka o przekroju okrągłym stosowana do badań w jednostce MaxStrain symulatora Gleeble Pręty wsadowe do walcowania w zespole walcowniczym W badaniach używano prętów wsadowych różniących się kształtem przekroju poprzecznego i wymiarami. Stosowane próbki opisano w tablicy 5.8. Zestawienie próbek używanych w badaniach Tabl. 5.8 Kształt przekroju Wymiar, mm Długość, mm Średnica otworu, mm Długość otworu, mm okrągły 20 ~600 3 ~50 kwadratowy 18 ~600 3 ~50 kwadratowy 10 ~600 2 ~50 Wszystkie próbki były wykonane ze stali węglowej w gatunku S235. Na obu końcach próbek w osi symetrii nawiercono otwory o wymiarach podanych w tablicy WYNIKI BADAŃ Odkształcone próbki rozcięto i szlifowano, w celu uzyskania dobrej jakości powierzchni przekroju poprzecznego i prostopadłości tej powierzchni do osi

155 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej wzdłużnej próbki. Tak przygotowane próbki mierzono za pomocą cyfrowego analizatora obrazu IBAS wyznaczając pola powierzchni: przekroju poprzecznego, ewentualnych pozostałości po nawierconych otworach. Wybrane przekroje poprzeczne próbek po rozcięciu pokazano na rysunku 5.10, a wyniki pomiarów zestawiono w tablicy 5.8. skrzynka 13,5 skrzynka 13,5 skrzynka 7,5 płaskownica płaskownica romb (135º) romb (120º) owal (b/h = 3) owal (b/h = 2) kwadrat 7,5 Rys Przekroje próbek uzyskane w badaniach modelowych na symulatorze Wyniki badań modelowych Tabl Numer próbki Wsad sposób podania Kształt próbki Wysokość próbki Szerokość próbki Pole powierzchni Pole otworu mm mm mm 2 mm 2 1 romb 135 8,74 16,63 102,0 - Ocena nieciągłości 2 romb ,03 14,76 107,0 1,25 otw. 0,6 2,1 3 romb 135 8,65 16,82 95,67-4 kwadrat 7,5 10,76 16,6 82,31-5 kwadrat 7,5 10,54 17,3 81,60-6 romb ,16 15,19 95,69-7 romb ,45 14,64 104,30 1,15 otw. 0,6 1,9 8 romb ,50 15,42 99,53 0,55 otw. 0,6 0,9 9 kwadrat 7,5 10,57 17,8 92,66 -

156 156 Dariusz Woźniak Numer próbki Wsad sposób podania Kształt próbki Wysokość próbki Szerokość próbki Pole powierzchni Pole otworu mm mm mm 2 mm 2 10 kwadrat 7,5 10,56 17,5 80,33 - Ocena nieciągłości 11 romb ,21 15,40 98,06 rysa rysa 12 romb 135 8,85 15,51 97,74-13 kwadrat 7,5 93,75 - pękło kowadło 14 owal b/h = 3 6,95 15,94 93,59 rysa punkt 15 owal b/h = 3 8,21 13,56 100,6-16 owal b/h = 3 6,76 16,42 92,76-17 okrągły 8,4 9,18 14,8 85,30-18 okrągły 8,4 9,04 14,5 76,99-19 kwadrat 7,5 10,58 13,9 80,59-20 kwadrat 7,5 10,59 14,3 84,26-21 owal b/h = 2 8,00 14,81 93,74-22 owal b/h = 2 8,67 13,53 98,87-23 owal b/h = 2 7,89 14,96 91,12-24 okrągły 8,4 9,03 14,8 79,00-25 okrągły 8,4 9,04 13,2 70,72-26 kwadrat 7,5 10,48 16,1 77,06-27 kwadrat 7,5 10,43 15,5 80,19-28 owal b/h = 3 6,94 15,88 94,69-29 owal b/h = 2 7,86 13,58 84,83-30 kwadrat 7,5 10,40 14,5 78,71-31 okrągły 8,4 9,07 14,6 81,58-32 skrzynka 13,5 6,73 7,0 14,70 91,75-33 skrzynka 13,5 8,39 9,0 12,10 103,7 0,3 otw. 0,3 1,0 34 skrzynka 13,5 6,47 7,1 14,70 98,07-35 skrzynka 7,5 8,00 16,60 81,12-36 skrzynka 7,5 9,70 12,00 93,00 - za mały gniot 37 płaskownica 6,60 15,30 106,20-38 płaskownica 8,60 12,30 107,60 0,35 otw. 0,35 1,0 39 płaskownica 6,50 15,40 99,09-40 płaskownica 7,80 13,00 98,68 -

157 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej Numer próbki Wsad sposób podania Kształt próbki Wysokość próbki Szerokość próbki Pole powierzchni Pole otworu mm mm mm 2 mm 2 41 płaskownica 7,80 13,00 99,32 - Ocena nieciągłości 42 ośmiokąt 135 9,55 13,15 101,60 0,35 otw. 1,0 0,35 43 kwadrat 7,5 11,1 13,9 97,13 - za mały gniot 44 owal b/h = 3 7,05 15,95 98,91-45 owal b/h = 3 8,42 13,80 107,20-46 owal b/h = 3 7,18 16,26 99,47-47 okrągły 8,4 9,22 15,2 83,96-48 okrągły 8,4 9,16 15,0 80,51-49 owal b/h = 2 8,06 15,58 97,91-50 owal b/h = 2 8,83 13,91 106,0-51 owal b/h = 2 7,89 15,48 95,99-52 okrągły 8,4 9,04 15,9 83,53-53 okrągły 8,4 9,07 15,7 81,38-54 ośmiokąt ,25 12,60 103,90 1,32 otw. 0,8 1,65 55 kwadrat 7,5 10,80 14,7 98,92 - za mały gniot 56 owal b/h = 3 6,95 15,75 90,49-57 owal b/h = 2 7,95 14,09 94,18-58 okrągły 8,4 9,05 14,1 77, BADANIA MIKROSKOPOWE WALCOWANYCH PRĘTÓW Metodyka badań Badania mikroskopowe zamkniętych i zgrzanych nieciągłości w walcowanych wyrobach wykonano na mikroskopie skaningowym XL30 wyposażonym w detektor EDS. Ze względu na występującą różnicę w składzie chemicznym pomiędzy osnową metaliczną a osadem obraz rejestrowano z detektora BSE. Detektor ten pozwalana na ujawnienie różnic w składzie chemicznym mikroobszary, zawierające pierwiastki o niższej liczbie atomowej są na obrazie elektronowym ciemniejsze w porównaniu z mikroobszarami zawierającymi cięższe pierwiastki. Dla ujawnienia występowania pustek w obszarze wady rejestrowano obraz z detektora SE.

158 158 Dariusz Woźniak Wyniki badań Wyniki badań mikroskopowych próbek pobranych z walcowanych prętów z nawierconymi otworami symulującymi pustki środkowe pokazano na rysunkach Przeprowadzone badania wykazały, że wypełnienia pustek stanowią produkty utleniania stali. Rys Środek pręta w miejscu otworu o średnicy 2 mm symulującego nieciągłość. Widoczne pustki o szerokości do 7,7 μm. Pręt okrągły walcowany w jednym przepuście w wykroju owalnym Rys Środek pręta w miejscu otworu o średnicy 2 mm symulującego nieciągłość. Pręt okrągły walcowany w dwóch przepustach w układzie wykrojów owal-okrągły

159 Wpływ stanów mechanicznych w kotlinie walcowniczej Rys Środek pręta w miejscu otworu o średnicy 2 mm symulującego nieciągłość. Pręt kwadratowy walcowany w jednym przepuście w wykroju skrzynkowym Rys Środek pręta w miejscu otworu o średnicy 2 mm symulującego nieciągłość. Pręt kwadratowy walcowany w dwóch przepustach w wykrojach skrzynkowych 5.7. ANALIZA WYNIKÓW BADAŃ Wyniki symulacji komputerowej [73] pozwalają na określenie rozkładów stanu naprężenia i odkształcenia w przekrojach poprzecznych i wzdłużnych odkształcanych próbek. Analizowano rozkłady: składowej normalnej naprężenia w kierunku x odniesionej do naprężenia uplastyczniającego, składowej normalnej naprężenia w kierunku y odniesionej do naprężenia uplastyczniającego,