70/22 Archives of Foundry, Year 2006, Volume 6, 22 Archiwum Odlewnictwa, Rok 2006, Rocznik 6, Nr 22 PAN Katowice PL ISSN 1642-5308 ULTRADŹWIĘKOWE BADANIA NAPRĘŻEŃ W STALIWNYCH ODLEWANYCH KOŁACH KOLEJOWYCH J. SZELĄŻEK 1 IPPT PAN Warszawa STRESZCZENIE Praca opisuje wpływ struktury odlewanego, monoblokowego koła kolejowego na wyniki ultradźwiękowych badań naprężeń własnych w wieńcu takiego koła. Opisano wpływ struktury na wartości dwójłomności akustycznej i na prędkości propagacji poprzecznych i podłużnych fal ultradźwiękowych. Key words: ultrasonic measurement, stress, railroad cast wheel 1. WPROWADZENIE Wprowadzenie kolejowych kół monoblokowych, a więc kół wykonanych z jednego kawałka stali, wydawało się być remedium na problemy z pękaniem obręczy w stosowanych od dawna kołach obręczowanych. Wzrost prędkości pociągów towarowych i ładowności wagonów doprowadziły jednak szybko do wzrostu mocy hamowania i pojawienia się problemów z rozwijającymi się w kołach monoblokowych naprężeniami własnymi. W czasie hamowania tarcie klocków hamulcowych o wieniec koła powoduje jego nagrzanie do wysokiej temperatury. Wzrost temperatury i rozszerzalność cieplna powodują spadek granicy plastyczności materiału wieńca i powstanie naprężeń cieplnych. Wskutek oddziaływania chłodniejszej tarczy koła na gorący wieniec, który po rozgrzaniu jest w stosunku do tarczy za duży, powstają w nim ściskające naprężenia obwodowe. Naprężenia te, po przekroczeniu obniżonej granicy plastyczności, prowadzą do odkształceń plastycznych. Po zakończeniu hamowania, w czasie stygnięcia koła, odkształcony wieniec okazuje się za mały w stosunku do tarczy koła i powstają w nim rozciągające naprężenia obwodowe. Każdy cykl odpowiednio mocnego hamowania może być źródłem kolejno sumujących się przyrostów naprężeń własnych. Naprężenia te, w przypadku pojawienia się w wieńcu pęknięcia, działają jak siła otwierająca szcze- 1 doc. dr hab., jszela@ippt.gov.pl
510 linę i mogą być przyczyną radialnego pęknięcia dochodzącego aż do osi lub mogą spowodować rozpadnięcie się koła na kilka części. Taka awaria koła prowadzi zazwyczaj do wykolejenia wagonu. W środowisku kolejowym koła z wysokimi naprężeniami rozciągającymi w wieńcu, sięgającymi często granicy plastyczności materiału, nazywane są kołami wybuchowymi. Wynika to z ogromnej energii zgromadzonej w postaci naprężeń własnych w wieńcu koła. W typowym kole monoblokowym, w którym panują obwodowe naprężenia rozciągające równe 500 MPa, energia ta przekracza 1500 Nm, a obwodowa siła rozciągająca działająca w wieńcu osiąga 3 MN. Awarie kół spowodowały potrzebę opracowania nieniszczącej metody badania naprężeń w celu eliminacji z eksploatacji kół z groźnymi, wysokimi naprężeniami odwodowymi. Pierwszą stosowaną metodą odróżniania kół przegrzanych, w których panować mogą niebezpieczne obwodowe naprężenia rozciągające, była obserwacja odbarwienia tarczy koła. W czasie nagrzewania wieńca do wysokiej temperatury powłoki farb lub zanieczyszczania na powierzchni wieńca i przylegającej do niego części tarczy koła, odbarwiały się. Przyjęto, że jeśli szerokość odbarwionego pasa jest większa niż 10 cm (4 cale w USA) to w wieńcu koła, prawdopodobnie, panują niebezpieczne naprężenia rozciągające i takie koła należy wyeliminować z eksploatacji. Ta prosta reguła okazała się jednak zawodna. Dlatego podejmowane były liczne prace poświęcone wykorzystaniu różnych technik do wyznaczania wartości naprężeń w wieńcach kół monoblokowych. Ponieważ problem rozwoju i pomiarów naprężeń własnych w monoblokowych kołach dotyczy wszystkich kół, zarówno kół kuto-walcowanych, stosowanych w Europie, jak i kół produkowanych jako staliwne odlewy, wytwarzanych i użytkowanych głównie w Ameryce Północnej, metody pomiarowe rozwijane były równolegle praktycznie na całym świecie. Toczyły się one dwiema drogami. Jedna z nich to numeryczne modelowanie rozwoju naprężeń [1] oraz analiza stanu naprężeń na podstawie odkształceń mierzonych w czasie cięcia koła [2]. Wyniki tych prac pozwalały na pełne odtworzenie stanu naprężenia w kole. Opierały się jednak na wynikach obliczeń lub rezultatach badań niszczących i ich praktyczna przydatność była ograniczona. Druga droga to prace z dziedziny badań nieniszczących, w których do oceny stanu naprężenia wykorzystywano metodę szumów Barkhausena [3,4] oraz eksperymentowano nad wykorzystaniem w pomiarach naprężeń różnych zjawisk magnetycznych [5] i zjawiska magnetoakustycznego [6]. Równolegle, od wczesnych lat 70-tych, rozwijana była metoda ultradźwiękowa. W Europie i w Japonii w odniesieniu do stosowanych tam kół kuto-walcowanych [7-13], a w USA w odniesieniu do staliwnych kół wykonywanych jako odlewy [14-16]. Po wieloletnich badaniach i licznych eksperymentach, metodą najlepiej spełniającą oczekiwania kolejarzy okazała się metoda ultradźwiękowa. W Europie jedna z jej odmian, polegające na pomiarze średniej wartości naprężenia obwodowego na szerokości wieńca, została zaakceptowana i opisana w normach technicznych. Koła kuto-walcowane charakteryzują się jednorodną, drobnoziarnistą strukturą w całej objętości wieńca koła. W wyniku walcowania na gorąco anizotropia akustyczna materiału wieńca jest nieznaczna i we współcześnie produkowanych kołach może być w
511 badaniach ultradźwiękowych praktycznie pominięta. Staliwne koła odlewane posiadają niejednorodną strukturę typową dla odlewu. Zastosowanie tej samej techniki pomiarowej do tych kół wiąże się z koniecznością eliminacji wpływu złożonej struktury koła na wyniki pomiarów ultradźwiękowych. Pomimo tych różnic żadna z prac nie zajmowała się dotychczas wpływem niejednorodnej struktury odlewanego koła na wyniki badania naprężeń. Sygnalizowane były obserwacje wiążące niejednorodności struktury koła odlewanego z rozkładami naprężeń [17] oraz publikowane były wykresy [14, 16] pokazujące wahania wartości naprężenia na obwodzie koła odlewanego. Brak jednak było oceny na ile niejednorodności struktury odlewu wpływają na dokładność oceny naprężeń metodą ultradźwiękową w kołach odlewanych. Niniejsza praca jest próbą opisu tego wpływu. 2. PODSTAWY ULTRADŹWIĘKOWEJ METODY POMIARU NAPRĘŻEŃ OBWODOWYCH W KOŁACH KOLEJOWYCH W ultradźwiękowych badaniach naprężeń wykorzystuje się zjawisko elasto- czyli zależność prędkości propagacji fal od naprężenia [18]. Technika przy- akustyczne, jęta do badania naprężeń w wieńcach kuto-walcowanych kół monoblokowych produkowanych i stosowanych w Europie polega na pomiarze dwójłomności akustycznej materiału wieńca koła i powiązaniu jej z wartością naprężenia obwodowego. Schemat badania tą metodą pokazany jest na rysunku 1. Głowica ultradźwiękowa y Kierunek osiowy Wiązka fal poprzecznych Kierunek promieniowy x z Kierunek obwodowy Rys. 1. Schemat pomiaru obwodowego naprężenia uśrednionego na szerokości wieńca głowicą normalną na fale poprzeczne (pomiar dwójłomności akustycznej). Fig. 1. Schema of hoop stress mean value measurement with shear wave probehead (measurement of acoustic birefringence). Głowica ultradźwiękowa ustawiona na zewnętrznej powierzchni wieńca koła, ge- wieńca falę poprzeczną. Fala ta rozchodzi się w kierunku y (kierunek neruje w materiale osiowy), dociera do przeciwległej powierzchni, odbija się od niej i dociera do głowicy, gdzie zostaje zarejestrowana. Mierzone są dwa czasy przejścia impulsu: dla fali spolaryzowanej w kierunku obwodowym t Z i w kierunku promieniowym t X. Zakłada się, że fale o tych kierunkach polaryzacji są czystymi falami poprzecznymi, to znaczy kierunki
512 polaryzacji odpowiadają kierunkom osi akustycznych materiału. W przypadku kół kutowalcowanych założenie to jest spełnione, co wynika ze sposobu kształtowania metalu. Wartość dwójłomności akustycznej B materiału wieńca obliczana jest ze wzoru: B 2(t t ) t + t X Z = B 0 σ + B = (1) Z X gdzie: B 0 - dwójłomność wywołana tekstu rą materiału, B σ - dwójłomność wywołana naprężeniem, t Z - czas przejścia fali spolaryzowanej w kierunku obwodowym, t X - czas przejścia fali spolaryzowanej w kierunku promieniowym. Wartość B 0 dla współcześnie produkowanych kół kuto-walcowanych jest pomi- mała. Dla kół produkowanych dawniej i wykonanych ze stali zawierającej zanie- jalnie czyszczenia, które w czasie obróbki plastycznej zostają ukierunkowane, konieczne jest doświadczalne wyznaczenie wartości B 0 na wzorcach pozbawionych naprężeń. Anizotropia naprężeniowa B σ równa jest: B σ = β σ 0 0 B ( σ Z σ X ) B β B Z B (2) gdzie: σz - obwodowa składowa naprężenia, σx - promieniowa składowa naprężania, β B - współczynnik elastoakustyczny równy β 122 + β 132. Można założyć, że wartość składowej σx jest mała w stosunku do składowej σz i można ją pominąć. Wartość współczynnika elastoakustycznego β B wyznaczana jest doświadczalnie w czasie próby rozciągania próbki wykonanej z tego samego materiału o badane koło. Znając wartość dwójłomności teksturalnej B 0 i całkowitej B oraz współczynnik elastoakustyczny materiału β B, a także znając zmierzone w kole czasy przejścia fal t Z i t ość składowej obwodowej naprężenia σ. X obliczyć można wart Z. Informacja uzyskiwana z czasów przejścia fal jest informacją uśrednioną z objętości walca o wysokości równej szerokości wieńca i średnicy równej, w przybliżeniu, średnicy przetwornika głowicy. Na rysunku 1 zaznaczono kształt wiązki fal wzbudzanych w pomiarach naprężeń w kołach. Inną metodą ultradźwiękową, stosowaną w pracach badawczych nad rozwojem naprężeń w kołach monoblokowych, jest opracowana w IPPT PAN technika wykorzystująca fale podpowierzchniowe rozchodzące się po cięciwie, wzdłuż płaskich powierzchni wieńca, zwanych czołami wieńca. Pozwala ona na wyznaczenie wartości obwodowej składowej naprężenia w powierzchniowej warstwie materiału na obu czołach wieńca.
513 Schemat pomiaru naprężeń obwodowych na zewnętrznej powierzchni wieńca, z wykorzystaniem jednej głowicy nadawczej i jednej odbiorczej, pokazano na rysunku 2. Podobne badania przeprowadzić można na wewnętrznej powierzchni wieńca. W rzeczywistości, w celu wyeliminowania wpływu chropowatości powierzchni wieńca na wyniki, stosuje się wieloprzetwornikowe układy głowic. Głowica nadawcza Łącznik ustalający odległość między głowicami Głowica odbiorcza Zewnętrzna, płaska powierzchnia wieńca Fala podpowierzchniowa 200 mm Wieniec koła Wewnętrzna, płaska powierzchnia wieńca Rys. 2. Schemat pomiaru przypowierzchniowego naprężenia na zewnętrznej stronie wieńca koła, zestawem głowic na podłużne i poprzeczne fale podpowierzchniowe. Fig. 2. Schema of surface hoop stress measurement, on external rim face, with probeheads for subsurface longitudinal and shear waves. Dla średnicy koła bliskiej 1 m i długości zestawu głowic wynoszącej około 200 mm można przyjąć, że fale te rozchodzą się w kierunku obwodowym, czyli równolegle do kierunku ocenianego naprężenia. Wartości naprężenia obliczana jest jako: t 0 tσ = ( β111 σ X + β112 σ Z ) t (3) σ gdzie: t 0, t σ - czasy przejścia fali, mierzone na odcinku o stałej długości wyznaczonej przez odległość między głowicam i, odpowiedni o w materiale bez naprężeń i w materiale naprężonym, σ Z - obwodowa składowa naprężenia, σ X - promieniowa składowa naprężania, β 111, β 112 - współczynniki elastoakustyczne dla fali podłużnej. Podobnie jak w przypadku badania dwójłomności, można założyć, że wartość składowe j σ X jest mała w stosunku do składowej σ Z i można ją pominąć. Czas t 0 wy- się na odprężonej próbce wykonanej z koła. znacza Wartość naprężenia wyznaczonego falami podpowierzchniowymi jest wartością uśrednioną w objętości wyznaczonej przez długość zestawu głowic (około 200 mm), szerokość przetworników (7 mm) i warstwę materiału o grubości około 1 mm.
514 Podobnie jak głowicą normalną na fale poprzeczne, pomiary zestawem głowic na fale podpowierzchniowe mogą być wykonywane dla różnych położeń promieniowych na szerokości wieńca (zakładając, że jest ona dostatecznie duża). Stosując obie opisane wyżej metody można, więc wyznaczyć średnią wartość naprężenia (badając dwójłomność) oraz wartości naprężeń w warstwie materiału przy powierzchni wieńca (stosując fale podpowierzchniowe). Liczne pomiary wykonane dwiema opisanymi metodami na kołach kutowalcowanych pochodzących od różnych europejskich producentów, pokazały, że parametry akustyczne materiału wieńca są stałe na obwodzie koła. Podobnie, wartości naprężenia obwodowego σ Z powstającego w wyniku hamowania prowadzonego w hamowni czy na torze, są równomiernie rozłożone na obwodzie. Oznacza to, że w praktyce, w kołach kuto-walcowanych wartość naprężenia można mierzyć w jednym, dowolnie wybranym miejscu na obwodzie koła. 3. STALIWNE, ODLEWANE KOŁA MONOBLOKOWE 3. 1. Wpływ struktury koła na prędkości propagacji fal Koła odlewane wykorzystywane są w kolejnictwie od blisko 100 lat. Począt- w Ameryce blisko 1 kowo jako koła żeliwne (już na początku XX wieku, odlewano milion kół rocznie). Dzisiaj - jako staliwne, odlewane w trwałych i precyzyjnych formach pokrytych grafitem, z szybkością jednego koła na minutę [19]. Po odlaniu koło poddawane jest obróbce cieplnej i ograniczonej obróbce skrawaniem, obejmującej jedynie wykonania otworu w piaście oraz wygładzenie miejsc po nadlewach. Nadlewy umiejscowione są na wieńcu koła. Struktura koła wykonanego jako odlew, zarówno w przekroju wieńca jak i na jego obwodzie, jest niejednorodna. W przekroju wieńca, zewnętrzna warstwa zbudowana jest z kryształów dendrytycznych, wewnętrzna część ma strukturę drobnoziarnistą. Na obwodzie wieńca, niejednorodności wynikają z istnienia nadlewów. Zazwyczaj koło odlewane jest z 10 nadlewami rozłożonymi równomiernie na obwodzie. Rysunek 3 pokazuje schematycznie strukturę wieńca w przekroju wykonanym między nadlewami. Ziarna dendrytyczne osiągają największe długości na zewnętrznej powierzchni tarczy w pobliżu zewnętrznej powierzchni wieńca, czyli w strefie nadlewów. Dendryty, ustawione w przybliżeniu prostopadle do powierzchni, osiągają tam długość do 40 mm. W strefie równolegle ułożonych kryształów dendrytycznych można się spodziewać najsilniejszej anizotropii akustycznej. W monokrysztale żelaza skrajne wartości prędkości propagacji fali podłużnej sięgają od 5430 do 6410 m/s a fal poprzecznych od 2480 do 3850 m/s [18]. W celu zbadania anizotropii akustycznej warstwy odlewu, z wewnętrznej powierzchni wieńca została wycięta prostopadłościenna próbka. Jej położenie na przekroju wieńca pokazano na rysunku 3. W próbce tej wykonano pomiary prędkości fal podłużnych i poprzecznych rozchodzących się wzdłuż osi x, y i z a wyniki pomiarów przedstawiono w Tabeli 1. Pierwszy indeks przy prędkości oznacza kierunek propagacji
515 fali, drugi kierunek polaryzacji fali. Przykładowo V XY oznacza prędkość fali poprzecznej rozchodzącej się w kierunku x (kierunek promieniowy) i spolaryzowanej w kierunku y (kierunek osiowy). y Miejsce nadlewów Prostopadłościenna próbka do pomiarów prędkości fal x Wewnętrzna powierzchnia wieńca Rys. 3. Schemat struktury wieńca staliwnego koła odlewanego. Zaznaczone położenie prostopadłościennej próbki wyciętej do pomiarów prędkości propagacji fal. Fig. 3. Schema of the cast steel rim structure. Position of the rectangular sample cut for ultrasonic waves velocity measurements is marked. Uzyskane wyniki pokazują, że anizotropia akustyczna obszarów dendrytycznych jest niska, niższa niż w wielu stalowych wyrobach walcowanych. Widać też, że anizo- tropia powierzchniowych warstw, przy zewnętrznej i wewnętrznej powierzchni wieńca, nie ma większego wpływu na powstawania całkowitej dwójłomności akustycznej liczo- zgodnie ze wzorem (1), jako względna różnica prędkości fal V YX i V YZ nej,. Tabela 1. Prędkości propagacji fal w materiale o strukturze dendrytycznej Table 1. Wave velocities in the dendritic structure sample Fale podłużne: Fale poprzeczne: V xx = 5921 m/s V xy = 3233 m/s V xz = 3232 m/s V yy = 5922 m/s V yx = 3235 m/s V yz = 3235 m/s V zz = 5918 m/s V zx = 3229 m/s V zy = 3230 m/s Zło żona struktura wieńca powoduje, że na jego przekroju zmieniają się kierunki osi akustycznych. Kierunki te wyznaczono poszukując takich kierunków polaryzacji fali poprzecznej rozchodzącej się w kierunku z, dla których amplituda sygnału przecho- dzącego przez wycięty z wieńca plasterek osiągała maksimum. W warstwach powierzchniowych kierunki osi pokrywają się z osiami dendrytów. W obszarze kryształów równoosiowych materiał wieńca wykazuje również anizotropię a kierunki osi akustycznych są w przybliżeniu zgodne z kierunkami x i y (promieniowym i osiowym). Kierunki osi wyznaczone na jednej z próbek koła staliwnego pokazano na rysunku 4. Kierunki
516 osi akustycznych, przy przejściu do obszaru wewnętrznego ulegają odwróceniu i w obszarze tym maksymalną prędkość propagacji wykazuje fala spolaryzowana w przybliżeniu w kierunku y. y Kierunek polaryzacji dla minimalnej prędkości x Kierunek polaryzacji dla maksymalnej prędkości Rys. 4. Kierunki osi akustycznych wyznaczone doświadczalnie falami poprzecznymi rozcho- propagated in z dzącymi się w kierunku z. Figs. 4. Directions of acoustical axis determined experimentally using shear ultrasonic waves direction. Na rysunku 5 pokazano wartości dwójłomności akustycznej odprężonego ma- teriału zmierzone na dwóch płaskich próbkach wyciętych z koła odlewanego, falami ro zchodzącymi się w kierunku z (w kierunku obwodowym). Dwójłomność obliczano jako względną różnicę czasów przejścia fali spolaryzowanej w kierunku y i kierunku x. Pomiary wykonano wzdłuż linii równoległej do osi y. Z rysunku 5 wynika, że dwójłomność akustyczna w strefie dendrytów i obszarze kryształów równoosiowych, jest podobna, co do wartości i odwrotna, co do znaku. Oznacza to, że również w środkowej części wieńca, w czasie krystalizacji staliwa utworzyła się silna tekstura. Dla porównania, na rysunku 5, linią kropkowaną pokazano rozkład dwójłomności zmierzonej w próbce wykonanej z koła kuto-walcowanego. Dla takiego koła widoczna jest stała i bliska zeru wartość dwójłomności akustycznej.
517 140 120 y [mm] 100 80 60 Próbka 2 Próbka 1 40 20 0 2 2,5-2 -1,5-1 -0,5 0 0,5 1 1,5 B 0. 1000 B*1000 2 2,5 Rys. 5. Rozkład dwójłomności akustycznej B 0 wzdłuż osi y, dla x=15mm. Linia kropkowana wartości dla koła kuto-walcowanego. Fig. 5. Distribution of acoustic birefringence B 0 along axis y, for x=15mm. Dotted line values for forged-rolled wheel. 45 35 probka 1 próbka 2 25 15 5-5 -15 Położenie w kierunku x [mm] -25 2,5 2 1,5 1 0,5 0-0,5-1 -1,5-2 -2,5-35 B 0. 1000 Ry s. 6. Rozkład dwójł omności akustycznej B 0 wzdłuż osi x, dla y=70 mm. Fig. 6. Distribution of acoustic birefringence B 0 along axis x, for y=70 mm.
518 Na rysunku 6 pokazano wyniki pomiarów przeprowadzonych wzdłuż linii równoległej do osi x. Widać, że najwyższa wartość dwójłomności obserwowana jest w strefie przy powierzchni tocznej koła (x=15 35 mm). Dla x mniejszego od 5 mm, czyli dla obszaru przejścia wieńca w tarczę, anizotropia materiału jest bliska zeru. Poza niejednorodnością budowy materiału na przekroju wieńca, struktura materiału zmienia się również na obwodzie wieńca. Te niejednorodności powiązane są z miejscami 10 nadlewów ustawionych na zewnętrznej powierzchni tarczy koła, w pobliżu wieńca. Schematyczne umiejscowienie nadlewów na kole pokazano na rysunku 7. Obecność nadlewów, choć usytuowanych w pewnej odległości od wieńca, powoduje lokalne zmiany struktury materiały w samym wieńcu. Ujawniło się to w badaniach obwodowych rozkładów naprężeń. Złożona struktura materiału koła odlewanego stanowi utrudnienie w ultradźwiękowych badaniach naprężeń. Piasta Miejsca nadlewów Tarcza koła Zewnętrzna powierzchnia wieńca koła Rys. 7. Położenie dziesięciu nadlewów na kole odlewanym. Fig. 7. Positions of ten casting risers on the cast wheel. 3.2. Badania naprężeń w staliwnych kołach 3.2.1. Badania dwójłomności akustycznej Przykładowy rozkład dwójłomności akustycznej B o mierzonej falami rozchoze staliwnego koła, pokazano na rysun- dzącymi się w kierunku y, w odprężonej próbce ku 8. Podobne zmiany dwójłomności obserwowano w innych odprężonych próbkach wykonanych z kół odlewanych. Wartość B o na promieniu zmienia się o około 0,9 10-3. Za taką samą zmianę dwójłomności odpowiedzialna jest zmiana naprężenia o około 110 MPa. Oznacza to, że w badaniach kół odlewanych niemożliwe jest zaniedbywanie pro-
519 mieniowego rozkładu struktury i konieczne jest dokonywanie pomiaru dwójłomności B o dla dokładnie tego samego promieniowego położenia głowicy na powierzchni wieńca. 0,1-0,1-0,3-0,5-0,7 B 0. 1000 Głowica na zewnętrznej powierzchni wieńca y 25 15 Położenie promieniowe x [mm] 5-0,9-1,1 x Rys. 8. Promieniowy rozkład dwójłomności akustycznej B o w odprężonej próbce z staliwnego koła odlewanego. Fig. 8. Radial distribution of acoustic birefringence B o in stress relieved sample cut of cast steel wheel. Prowadzone wcześniej badania współczynników elastoakustycznych materiału staliwnych kół pokazały, że wartości tych współczynników praktycznie nie różnią się od współczynników zmierzonych dla kół kuto-walcowanych [3]. W pracy [14] opisane są wyniki badania naprężeń własnych w kołach staliwnych, w których obciążenia cieplne powstające wskutek hamownia symulowano przez nagrzewania indukcyjne. Ten sposób wprowadzania ciepła miał zapewnić kontrolowany i równomierny rozkład temperatury w kole. Kryształy homogeniczne o strukturze regularnej nie wykazują anizotropii rozszerzalności cieplnej [20]. Można, więc przyjąć, że gradienty temperatury w czasie nagrzewania wieńca nie mogą być przyczyną nierównomiernych na obwodzie naprężeń własnych. Zauważono jednak, że w niektórych kołach rozwój naprężeń w wyniku nagrzewania indukcyjnego nie następuje równomiernie na całym obwodzie koła a związany jest z usytuowaniem nadlewów. W celu zbadania wpływu nadlewów na rozwój naprężeń, badania wykonywane były w 20 miejscach na obwodzie koła, co 18 0. Pozycje głowic na obwodzie oznaczone jako 1,2,3...10 odpowiadają pozycjom po usuniętych nadlewach. Pozycje pośrednie - położeniom między nadlewami. Rysunek 9 pokazuje wyniki pomiarów naprężeń obwodowych na dwóch kołach nagrzewanych indukcyjnie przez czas 30 minut prądem o mocy 45 i 63 kw. Zaobserwowano silne, związane z lokalizacją nadlewów wahania wartości naprężeń. Maksymalne wartości naprężenia obserwowano dla położeń między nadlewami. Dla koła nagrzanego z mocą 63 kw
520 różnica wartości naprężeń w miejscu nadlewu Nr 6 i w pewnej odległości od niego wyniosła aż 100 MPa. Naprężenie obwodowe [MPa] 80 30-20 -70-120 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 Polożenie na obwodzie [nr nadlewu] 63 kw- 30 min 45 kw- 30 min Rys. 9. Wyniki badania naprężeń obwodowych, obliczanych z dwójłomności akustycznej, w kołach poddanych nagrzewaniu z mocami 45 i 63 kw. Fig. 9. Results of hoop stress calculation, based on acoustic birefringence, in wheels subjected to 45 and 63 kw heating. Porównanie wartości dwójłomności akustycznej zmierzonej w kołach nowych (w stanie dostawy) i po nagrzewaniach pokazuje rysunek 10. Wartości na tym rysunku są średnimi wartościami dwójłomności w dziesięciu kołach w pobliżu nadlewów i między nimi. Dwójłomność uśredniona B.1000 0,1 0-0,1-0,2-0,3-0,4-0,5-0,6-0,7-0,8 W obszarze po nadlewach Między nadlewami 0 10 20 30 40 50 Moc nagrzewania [kw] Rys. 10. Zmiany wartości dwójłomności akustycznej mierzonej między i w pobliżu nadlewów. Dane uśrednione dla zbioru 10 kół. Fig. 10. C hanges of acoustic birefringence measured close to casting risers and between them. Data averaged for 10 wheels.
521 Widoczna jest nieznacznie mniejsza wartość dwójłomności akustycznej we fragmentach wieńca pomiędzy nadlewami. Różnice są na tyle małe, że w praktycznych pomiarach naprężeń mogą być pominięte. Dowodzą one jednak, że odpowiedzialne za nie są najprawdopodobniej zmienne na obwodzie własności elektro-magnetyczne materiału wieńca, spowodowane istnieniem nadlewów i związanych z nimi zmian struktury. 3.2.2. Badania falami podpowierzchniowymi Korzystną cechą, z punktu widzenia badań ultradźwiękowych, wieńca staliw- iden- nego koła jest to, że na obu powierzchniach wieńca struktura materiału jest niemal tyczna. Oznacza to, że w kole pozbawionym naprężeń prędkość propagacji fal podpowierzchniowych, powinna być jednakowa na wewnętrznej i zewnętrznej powierzchni wieńca, i na jego obwodzie. Założenie to potwierdzają pomiary czasów przejścia podłużnych fal podpowierzchniowych rozchodzących się w kierunku z (po cięciwie) wykonane na odprężonych próbkach wyciętych z kół odlewanych. Na rysunku 11 pokazano promieniowe i obwodowe rozkłady czasu przejścia podłużnej fali podpowierzchniowej na wewnętrznej powierzchni wieńca koła przed nagrzewniami. 30580 Czas [ns] 30570 30580 Czas [ns] 30570 30560 30550 30540 na nadlewie między nadlewami 0 10 20 x [mm] 30 30560 30550 30540 x=5mm x=20mm 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 Nr nadlewu Rys. 11. Promieniowe (współrzędna x) i obwodowe (Nr nadlewu) rozkłady czasów przejścia podpowierzchniowych fal podłużnych na wewnętrznej powierzchni wieńca koła przed nagrzewaniami. Fig. 11. Radial (x axis) and circumferential (riser number) distributions of time of flight of subsurface longitudinal wave pulse internal rim face, before heating. Czasy przejścia fal w obszarach materiału między nadlewami i w ich pobliżu są praktycznie takie same. Wzdłuż promienia czas przejścia fali zmienia się jedynie o około 10 nanosekund. Taka zmiana czasu jest równoważna zmianie naprężenia obwodowego o około 25 MPa. Na obwodzie zmiany czasu przejścia sięgają 15 nanosekund i nie wykazują zależności od położenia względem nadlewów. Podobny charakter obwodowych rozkładów czasu przejścia fal podpowierzchniowych obserwowano w kołach poddanych nagrzewaniom indukcyjnym. Niejedno-
522 rodności struktury wieńca koła odlewanego i ich wpływ na wartości powstających w nim naprężeń obwodowych ujawniły się natomiast w niektórych kołach poddanych hamowaniu w hamowni. W tym eksperymencie źródłem ciepła doprowadzanego do wieńca było tarcie między klockiem hamulcowym a powierzchnia jezdną koła. Na rysunku 12 pokazano obwodowy rozkład czasu przejścia podłużnej fali podpowierzchniowej w kole hamowanym przez 30 minut z mocą 60 KW (wyniki z pracy [16]). Po hamowaniu i ostygnięciu koła ujawniły się w nim cykliczne, związane z istnieniem nadlewów, wahania czasu przejścia fal. Czas przjścia [ns] 30550 30540 30530 30520 30510 1 3 5 7 9 Polożenie na obwodzie [nr nadlewu] Rys. 12. Obwodowe rozkłady czasów przejścia podpowierzchniowych fal podłużnych na zewnętrznej powierzchni wieńca koła hamowaniu z mocą 60 kw. Fig. 12. Circumferential distributions of time of flight of subsurface longitudinal pulse on external rim face after 60 kw heating. Najkrótsze czasy przejścia zmierzono dla położeń głowicy odpowiadających miejscom w pobliżu nadlewów. Oznacza to, że w tych miejscach rozciągające obwodowe naprężenia własne rosną najwolniej. Przykładowo różnica naprężeń między punktami odpowiadającymi nadlewowi Nr 3 i pozycji między nadlewami 2 i 3, wynosi około 80 MPa. Doświadczenie to potwierdza, że rozwój naprężeń własnych zachodzi na obwodzie koła odlewanego nierównomiernie a nierównomierności te związane są ze zmianami struktury wieńca wywołanymi obecnością nadlewów. 4. PODSUMOWANIE Badania dwójłomności akustycznej wykonane na kołach poddanych obciąże- cieplnym i na odprężonych próbkach wyciętych z takich kół wykazały, że naprę- niom żenia własne rozwijają się w nich nierównomiernie na obwodzie. Przyczyną tych nierównomierności są zmiany własności materiału wieńca powodowane istnieniem nadlewów. Zaobserwowane zmiany, po uśrednieniu na zbiorze dziesięciu zbadanych kół, nie są znaczące z praktycznego punktu widzenia. Jednak w poszczególnych kołach, jak na przykład pokazano to na rysunku 8, różnice naprężeń w pobliżu nadlewu i między nimi sięgają 100 MPa. Może to oznaczać, że koła odlewane mogą być predestynowane
523 do pękania w okolicach nadlewów czyli w miejscach gdzie rozciągające naprężenia obwodowe osiągają maksymalne wartości. Niestety nie ma doniesień mówiących, czy rzeczywiste pęknięcia kół odlewanych występują częściej w okolicach nadlewów czy między nimi. Taką analizę utrudnia fakt, że w celu podniesienia wytrzymałości zmęczeniowej tarczy koła, ślady po nadlewach są zazwyczaj usuwane przez szlifowanie i są niewidoczne. W praktycznych zastosowaniach tensometrii ultradźwiękowej, w celu wyznaczenia średniej wartości naprężenia obwodowego w kołach odlewanych i naprężenia uśrednionego na szerokości wieńca, wystarcza wykonanie pomiarów dwójłomności akustycznej w przynajmniej trzech dowolnie wybranych punktach na obwodzie. Dla zbadanego zbioru dziesięciu kół, średnia wartość z takich trzech pomiarów nie odbiegała o więcej niż +/-20 MPa od wartości średniej, obliczonej z 20 pomiarów na obwodzie. Należy mieć jednak na uwadze, że wyznaczona w ten sposób wartość naprężenia jest jedynie wartością średnią a lokalne wartości naprężenia obwodowego mogą się od niej różnić o kilkadziesiąt MPa. Przy badaniu naprężeń falami podpowierzchniowymi w niektórych kołach poddanych hamowaniu zaobserwowano wahania wartości naprężenia na obwodzie koła sięgające również kilkudziesięciu MPa. Uzyskane wyniki pokazują, że w staliwnych kołach odlewanych ultradźwiękowe badania naprężeń mogą dostarczyć jedynie przybliżonych informacji o wartościach tych naprężeń lub jedynie informacji o wartościach uśrednionych. Wynika to zarówno z trudności pomiarowych jak i ze skomplikowanego mechanizmu powstawania naprężeń w kołach odlewanych. LITERATURA [1] Johnson M.R., Robinson R.R., Opinsky A.J., Detone D.H., Railroad Wheel Back Rim Face Failures: III - Residual Stress Calculations on 33 D One-Wear Freight Car Wheels, Association of American Railroads, Technical Center Report No. R-560, Chicago 1983. [2] Orkisz J., Skrzat A., Reconstruction of residual stresses in railroad vehicle wheels based on enhanced saw cut measurements, formulation and benchmark tests, WEAR, Vol. 191, 1996, pp. 188-198. [3] Iwand H.C., A Comparative Analysis Using Barkhausen Noise Analysis, Ultrasonic Birefringence and Saw Cutting Techniques in Determination of Residual Stress in Railroad Wheels, Thesis, University of Nebraska, Lincoln, 1988. [4] Matzkanin C.A., Beissner R.E., Teller C.M., The Barkhausen Effect and its Application to Nondestructive Evaluation, Southwest Research Institute, NTIAC Report 79-2, 1979. [5] Buttle D.J., Dalzell W., Scruby C.B., Langman R.A., Comparison of Three Magnetic Techniques for Biaxial Stress Measurements, Review of Progress in Quantitative Nondestructive Evaluation, Vol. 9B, D.O. Thompson and D.E. Chimenti, (eds.), Plenum Press, NY 1990, pp.1879-1885.
524 [6] Utrata D., Namkung M., Assessment of the Magnetoacousic Method for Residual Stress Detection in Railroad Wheels, Review of Progress in Quantitative Nondestructive Evaluation, Vol. 12B, D.O. Thompson and D.E. Chimenti, (eds.), Plenum Press, NY 1993, pp. 1807-1814. [7] Effect of Frequent Braking on Residual Stress Field in the Wheel Rim, Office of Research and Experiments UIC, B-169 Report 2, Utrecht 1989. [8] Deputat J., Naprężenia własne i pękanie kół monoblokowych, Problemy Kolejnictwa, CNTK, Zeszyt 110, Warszawa 1992. [9] Szelążek J., Postępy w ultradźwiękowych badaniach naprężeń, Prace IPPT, Nr 4/2001. [10] Del Fabbro, V., Catot, B., 1995, Ultrasonic Measurement of Stresses in New Wheels, Proceedings, 11 th International Wheelset Congress, Paris, pp. 251-259. [11] Schneider E., Hintze H., Dalichow M., Ultrasonic Technique for the Evaluation of Stress States in Railroad Wheels and Rails, Proc. World Conf. on Railway research, June 17-19, 1996, Colorado Springs, CO, USA, pp.425-430. [12] Gori M., Development and Qualification of an Ultrasonic Method for the Evaluation of Residual Stress in the Rim of Railroad Wheels, CISE SpA - DSD/SME, Via Reggio Emilia 39, 20090 Segrate, 12081 - I, 20134 Milano, Italy. [13] Fukuoka H., Toda H., Hirakawa H., Sakamoto H., Toya Y., Elastoacoustic measurements of residual stress in the rim of railroad wheels, Wave propagation in inhomogeneous media and ultrasonic nondestructive evaluation, Vol. 6., G.C. Johnson (ed.), ASME, NY, 1984, pp.185-193. [14] Schramm R.E., Szelążek J., Clark A.V., Residual Stress in Induction-Heated Railroad Wheels: Ultrasonic and Saw Cut Measurements, NISTIR 5038, Report No. 28, National Institute of Standards and Technology, Boulder, Colorado. May 1995. [15] Clark Jr, A.V., Fukuoka H., Mitrakovic D.V., Moulder J.C., Characterization of residual stress and texture in cast steel railroad wheels, Ultrasonic, Vol. 24, September 1986, pp. 281-288. [16] Schramm R.E., Szelążek J., Clark A.V., Dynamometer-Induced Residual Stress in Railroad Wheels: Ultrasonic and Saw Cut Measurements, NISTIR 5043, Report No. 30, National Institute of Standards and Technology, Boulder, Colorado, March 1995. [17] J.Jo, R.W.Hendricks, R.ISwanson, R.V.Fout, Residual Stresses in Railroad Car Wheels, Advances in X-ray Analysis, Vol.34, Edited by C.S.Barrett, J.V.Gilfrich, I.C.Noyan, T.C.Huang and P.K.Predecki, Plenum Press (1991), pp.611-622.]. [18] Deputat J., Własności i wykorzystanie zjawiska elastoakustycznego do pomiarów naprężeń własnych, Prace IPPT,Nr 28, 1987. [19] informacja z: [http://www.griffinwheel.com/technology.html] [20] Cottrell A.H., Własności mechaniczne materii, PWN Warszawa, 1970.
525 ULTRASONIC EVALUATION OF RESIDUAL STRESSES IN CAST STEEL, MONOBLOCK RAILROAD WHEELS SUMMARY Paper presents techniques of ultrasonic evaluation of hoop residual stress in the rim of monoblock railroad wheels. Described is a difference between acoustic anisot- of forged and cast wheels. Presented are examples of measurements performed on ropy cast wheels in as received state and subjected to induction heating and braking in the stand. Recenzował: Prof. Władysław Orłowicz