Materiał wsadowy

Rys. 4.57. Zdjęcie mikrostruktury próbek ze stali 100Cr6 - wsad

Ze zdjęć mikrostruktur stali w gatunku 100Cr6 w materiale wsadowym widać ze jest on w stanie po wyżarzaniu sferoidyzującym, co jest typowym stanem tego typu materiału wsadowego (duża zawartość węgla i chromu) do dalszej przeróbki plastycznej. Widać liczne drobne wydzielenia węglików (najprawdopodobniej M₃C) o charakterze sferoidalnym, równomiernie rozłożone całej objętości materiału. Węgliki znajdują się w osnowie ferrytycznej, co jest charakterystyczne dla długiego czasu wyżarzania dla tego typu stali.

W niektórych miejscach widać pozostałości płytek cementytu perlitycznego, który nie skoagulował do końca. Można także zauważyć obszary, w których węgliki układają się liniowo, czego efektem jest sferoidyzacja cementytu występującego w perlicie (eutektoidalnego). Jednakże są to małe obszary i nie powinny wpływać niekorzystanie na późniejsze właściwości materiału.

143

Rys. 4.58. Zdjęcie mikrostruktury próbki stali z szyny kolejowej - wsad

Jak widać ze zdjęć mikrostruktur tej stali, dostarczona była w stanie po wyżarzaniu zmiękczającym (zmiękczające = sferoidyzujące) jeśli by tak było to mikrostruktura wyglądałaby podobnie jak w pierwszym przypadku, ferryt + sferoidalny Fe3C. To jest mikrostruktura prawdopodobnie po wyżarzaniu normalizującym albo bezpośrednio po walcowaniu.

Na zdjęciu charakterystyczna mikrostruktura perlityczna o różnej grubości płytek (w większości perlit drobnopłytkowy).

Widać kolonie perlityczne miejscami silnie odkształcone. Średnia wielkość tych kolonii wacha się w przedziale od kilku do kilkudziesięciu mikrometrów. Jest to stan typowy dla stali perlitycznych bez dodatków stopowych i wystarczający do dalszej przeróbki plastycznej.

Średnia wartość twardości dla stali 100Cr6 wyniosła 200,6 natomiast dla stali z szyny kolejowej 277,0 HV5. Wszystkie wyniki twardości podawane są w skali HV5.

144

4.9.2. Chłodzenie na powietrzu

Rys. 4.59. Zdjęcie mikrostruktury próbek ze stali 100Cr6 uzyskanych w procesie walcowania według założeń konwencjonalnych

145

Rys. 4.60. Zdjęcie mikrostruktury próbek ze stali 100Cr6 uzyskanych w procesie walcowania według metody zmodyfikowanej

146

Rys. 4.61. Zdjęcie mikrostruktury próbek ze stali z szyny kolejowej uzyskanych w procesie walcowania według założeń konwencjonalnych

147

Rys. 4.62. Zdjęcie mikrostruktury próbek ze stali z szyny kolejowej uzyskanych w procesie walcowania według metody zmodyfikowanej

W przypadku materiału chłodzonego na powietrzu otrzymano mikrostrukturę perlityczną. W mikrostrukturze stali łożyskowej (ok. 1%C) oprócz perlitu widoczna jest charakterystyczna siatka cementytu po granicach ziaren (typowa dla stali o tej zawartości węgla). Na zdjęciu próbki ze stali 100Cr6 uzyskanej w procesie walcowania według metody zmodyfikowanej i chłodzonej na powietrzu siatka nie jest tak widoczna jak na zdjęciu próbki z tego samego gatunku stali uzyskanej w procesie walcowania według założeń konwencjonalnych również chłodzonej na powietrzu.

148 Mikrostruktura perlitu i cementytu po granicach ziaren wpływa niekorzystnie na własności mechaniczne i plastyczne. Cementyt, jest twardą i kruchą fazą, a więc w wyniku przyłożonych naprężeń stanowi (siatka) miejsce podatne na pęknięcia i ich propagację po granicach ziaren.

Najbardziej widoczne (rozróżnialne), na przemian ułożone płytki ferrytu i cementytu są na zdjęciu mikrostruktury materiału wsadowego z stali z szyny kolejowej. W przypadku obydwu materiałów: stali szynowej i stali łożyskowej po odkształceniu i schłodzeniu w powietrzu poszczególne płytki nie są już tak rozróżnialne przy danych powiększeniach. Wielkość kolonii perlitu dla poszczególnych analizowanych przypadków wacha się w szerokim zakresie od kilku do kilkudziesięciu mikrometrów.

Na własności mechaniczne (o danej zawartości węgla) oraz twardość stali ma właśnie grubość płytek. Grubość płytek z kolei jest zależna od przechłodzenia austenitu (oczywiście powyżej temperatury tworzenia się bainitu): im większe jest przechłodzenie tym grubość płytek jest mniejsza.

Kule będą bardziej podatne na zużycie ścierne im mniejsza będzie ich twardość, także im mniejsza będzie odległość między płytkami tym własności użytkowe kul będą lepsze.

Średnia twardość w przypadku kul chłodzonych na powietrzu, dla stali z szyny kolejowej, otrzymanych w procesie walcowania według założeń konwencjonalnych wynosi 316,1 natomiast dla kul otrzymanych w procesie walcowania według metody zmodyfikowanej 322,5.

Z kolei dla stali 100Cr6 dla kul otrzymanych w procesie walcowania według założeń konwencjonalnych wynosi 311,7 natomiast dla kul otrzymanych w procesie walcowania według metody zmodyfikowanej 450,6.

W porównaniu z twardością materiału wyjściowego nastąpił wzrost twardości dla stali z szyny kolejowej o około 40 w procesie walcowania według założeń konwencjonalnych oraz wzrost o 45 dla kul otrzymanych w procesie walcowania według metody zmodyfikowanej.

Dla stali łożyskowej odnotowano wzrost twardości o 110 w procesie walcowania według założeń konwencjonalnych oraz wzrost o 250 dla kul otrzymanych w procesie walcowania według metody zmodyfikowanej.

Większa twardość stali łożyskowej uwarunkowana jest przede wszystkim większą zawartością węgla.

149

4.9.3. Chłodzenie w wodzie

Rys. 4.63. Zdjęcie mikrostruktury próbek ze stali 100Cr6 uzyskanych w procesie walcowania według założeń konwencjonalnych

Rys. 4.64. Zdjęcie mikrostruktury próbek ze stali 100Cr6 uzyskanych w procesie walcowania według metody zmodyfikowanej

150

Rys. 4.65. Zdjęcie mikrostruktury próbek ze stali z szyny kolejowej uzyskanych w procesie walcowania według założeń konwencjonalnych

Rys. 4.66. Zdjęcie mikrostruktury próbek ze stali z szyny kolejowej uzyskanych w procesie walcowania według metody zmodyfikowanej

Mikrostruktura stali zarówno z szyny kolejowej jak i łożyskowej po chłodzeniu w wodzie (hartowaniu) złożona jest z martenzytu i austenitu szczątkowego.

W przypadku próbek ze stali 100Cr6 po walcowaniu według założeń konwencjonalnych i według metody zmodyfikowanej, występuje charakterystyczna mikrostruktura martenzytu (grubo) płytkowego i austenitu szczątkowego.

Duża zawartość austenitu szczątkowego w stali 100Cr6 związana jest z dużą zawartością węgla i chromu, które to obniżają temperaturę Ms i M_f, ponadto chrom rozpuszczony w austenicie stabilizuje go.

Widoczne są jasne niewytrawione pasma (duża ilość austenitu szczątkowego) co może wynikać właśnie z rozpuszczonego w austenicie chromu.

151 W przypadku kul ze stali łożyskowej wytworzonych w walcach klinowych po obróbce cieplnej hartowania, wielkość /długość/ płytek martenzytu jest mniejsza, co może świadczyć o mniejszym ziarnie austenitu.

Mikrostruktura stali z szyny kolejowej po hartowaniu w wodzie złożona jest z martenzytu listwowego i płytkowego z austenitem szczątkowym. W porównaniu z mikrostrukturą zahartowanej stali łożyskowej ilość austenitu jest znacznie mniejsza.

Korzystniejszy jest martenzyt o małej wielkości płytek – występują mniejsze naprężenia własne. Austenit szczątkowy wpływa na obniżenie twardości, natomiast korzystnie wpływa na takie własności jak: odporność stali na ścieranie i powierzchniową wytrzymałość zmęczeniową oraz zmniejsza skłonność stali do kruchego pękania.

Twardość stali łożyskowej powinna być nieznacznie wyższa ze względu na zawartość węgla.

Nie ma większych różnic w mikrostrukturze kul wytworzonych tradycyjnie i w walcach klinowych w przypadku stali z szyny kolejowej.

Średnia twardość w przypadku kul hartowanych w wodzie, dla stali z szyny kolejowej, otrzymanych w procesie walcowania według założeń konwencjonalnych wynosi 679,7 natomiast dla kul otrzymanych w procesie walcowania według metody zmodyfikowanej 670,8.

Z kolei dla stali 100Cr6 dla kul otrzymanych w procesie walcowania według założeń konwencjonalnych wynosi 703,3 natomiast dla kul otrzymanych w procesie walcowania według metody zmodyfikowanej 709,9.

W porównaniu z twardością materiału wyjściowego nastąpił wzrost twardości dla stali z szyny kolejowej o około 400 zarówno w procesie walcowania według założeń konwencjonalnych jak i w procesie walcowania według metody zmodyfikowanej.

Dla stali łożyskowej odnotowano wzrost twardości o 500 w obu zastosowanych metodach walcowania.

152

4.9.4. Chłodzenie w oleju

Rys. 4.67. Zdjęcie mikrostruktury próbek ze stali 100Cr6 uzyskanych w procesie walcowania według założeń konwencjonalnych

Rys. 4.68. Zdjęcie mikrostruktury próbek ze stali 100Cr6 uzyskanych w procesie walcowania według metody zmodyfikowanej

153

Rys. 4.69. Zdjęcie mikrostruktury próbek ze stali z szyny kolejowej uzyskanych w procesie walcowania według założeń konwencjonalnych

Rys. 4.70. Zdjęcie mikrostruktury próbek ze stali z szyny kolejowej uzyskanych w procesie walcowania według metody zmodyfikowanej

W wyniku chłodzenia kul po odkształceniu w oleju zaszła przemiana martenzytyczna (w powyższych przypadkach).

W przypadku stali z szyny kolejowej mikrostruktura złożona jest z martenzytu listwowego i płytkowego (w mniejszej mierze) i austenitu szczątkowego (jasne obszary).

Mikrostruktura kul wytworzonych ze stali łożyskowej: martenzyt płytkowy i austenit szczątkowy (jasne obszary). W niektórych miejscach (jasne plamy) może być to właśnie związane z segregacją chromu rozpuszczonego w austenicie. Udział austenitu szczątkowego znacznie większy niż w przypadku stali z szyny kolejowej (większa zawartość węgla).

Średnia twardość w przypadku kul hartowanych w oleju, dla stali z szyny kolejowej, otrzymanych w procesie walcowania według założeń konwencjonalnych wynosi 634,1

154 natomiast dla kul otrzymanych w procesie walcowania według metody zmodyfikowanej 392,1.

Natomiast dla stali 100Cr6 dla kul otrzymanych w procesie walcowania według założeń konwencjonalnych wynosi 624,0 natomiast dla kul otrzymanych w procesie walcowania według metody zmodyfikowanej 713,0.

W porównaniu z twardością materiału wyjściowego nastąpił wzrost twardości dla stali z szyny kolejowej o około 350 w procesie walcowania według założeń konwencjonalnych oraz wzrost o 115 dla kul otrzymanych w procesie walcowania według metody zmodyfikowanej.

Dla stali łożyskowej odnotowano wzrost twardości o 420 w procesie walcowania według założeń konwencjonalnych oraz wzrost o 500 dla kul otrzymanych w procesie walcowania według metody zmodyfikowanej.

Rys. 4.71. Zdjęcie mikrostruktury próbek ze stali z szyny kolejowej uzyskanych w procesie walcowania według metody zmodyfikowanej w oleju (przypadek szczególny)

155 Przy powierzchni złożona z perlitu i cementytu po granicach ziaren (jak po chłodzeniu w powietrzu), natomiast im dalej od powierzchni można zaobserwować martenzyt (kolor brązowy), ciemne obszary - perlit.

Ten efekt może być spowodowany tym, że w trakcie odkształcenia w wyniku kontaktu z narzędziem nastąpił spadek temperatury (zaszła przemiana dyfuzyjna) natomiast wewnątrz materiału gdzie jeszcze przemiana nie zaszła (był austenit w strukturze) w wyniku chłodzenia w oleju zaszła przemiana martenzytyczna, gdzie obok perlitu występuje martenzyt. Potwierdza to rozkład twardości dla tej stali, zamieszczony na rysunku 4.72. Oznaczenie na wykresie zgodnie z tabelą 4.1 – Próbki do badań twardości, zamieszczonej na stronie 131.

Rys. 4.72. Wykres twardości kul otrzymanych ze stali z szyny kolejowej w procesie walcowania według metody zmodyfikowanej oraz w ośrodku chłodzącym – oleju

156

5. Podsumowanie i wnioski

W pracy przedstawiono wyniki badań procesów walcowania kul w procesie walcowania według założeń konwencjonalnych i według metody zmodyfikowanej. Analiza teoretyczna tych procesów została przeprowadzona w oparciu o techniki numeryczne bazujące na metodzie elementów skończonych (MES). W obliczeniach wykorzystano komercyjny pakiet oprogramowania MES (Simufact Forming w wersji 10.0). Symulacje walcowania kul prowadzono w warunkach przestrzennego stanu odkształcenia z uwzględnieniem zjawisk termicznych zachodzących w trakcie kształtowania. Podczas obliczeń wyznaczono podstawowe parametry siłowe i kinematyczne. Prognozowano również możliwość pojawienia się zjawisk zakłócających stabilny przebieg procesów, które mogą mieć negatywny wpływ na jakość kształtowanych kul.

Analizowane numerycznie procesy walcowania skośnego kul zweryfikowano doświadczalnie w warunkach laboratoryjnych Katedry Plastycznej Przeróbki Metali, Wydziału Inżynierii Metali i Informatyki Przemysłowej Akademii Górniczo-Hutniczej w Krakowie, wykorzystując zainstalowaną tam walcarkę skośną.

Badania fizyczne przeprowadzono na dwóch materiałach wsadowych: stali 100Cr6 oraz stali z szyny kolejowej. Próbki z trzeciego gatunku stali C45 posłużyły do ostatecznego kalibrowania obu metod walcowania i otrzymane z nich kule nie zostały wzięte do dalszych badań. Kąt zukosowania walców roboczych wynosił: β = 3 stopnie.

Dodatkowo, w celu utrzymania wsadu w przestrzeni roboczej narzędzi, wykonano dwie prowadnice, które zostały zamocowane do korpusu maszyny.

Po odwalcowaniu kule zostały poddane zabiegowi hartowania w trzech ośrodkach chłodzenia, umieszczono je: w wodzie, w oleju i pozostawiono na powietrzu.

Ze względu na bardziej kulisty kształt oraz całkowite rozdzielenie uzyskanych wyrobów w procesie walcowania według metody zmodyfikowanej wykorzystanie tego sposób kalibrowania narzędzi roboczych – walców, jest korzystniejsze w porównaniu z odwalcowaniem kul w procesie walcowania według założeń konwencjonalnych, gdzie nie udało się uzyskać tak kulistego kształtu i co gorsza nie udało się rozdzielić kul.

Ze wszystkich przeprowadzonych wariantów walcowania można wyciągnąć wniosek, że najkorzystniejsze parametry procesu walcowania to: walcowanie według metody zmodyfikowanej, w której materiał wsadowy został nagrzany do temperatury 1150°C. W tym przypadku walcowania parametry takie jak: siła i moment walcowania jak również zużycie

157 narzędzi osiągają najmniejsze wartości. Maksymalne wartości sił, które działają na walce są niewielkie i nie przekraczają 75 kN, podobnie jak wartości maksymalne momentu obrotowego nie przekraczają 1 500 Nm. W temperaturze 1150°C zużycie narzędzi następuje w najmniejszym stopniu i jest rozłożone na walcu równomiernie nie przekraczając 0,001 mm oprócz klina pierwszego, który w największym stopniu wcina się w materiał kształtowany naruszając jego spójność i rozpoczynając proces kształtowania kul i dlatego ulega największemu uszkodzeniu. Temperatura kul po walcowaniu według założeń zmodyfikowanych i wsadowi nagrzanemu do 1150°C jest na tyle wysoka (około 1000°C) by można było kule zaraz po odwalcowaniu poddać procesowi hartowania.

Niejednorodność płynięcia materiału w walcowanych kulach możemy dostrzec na podstawie wykresów twardości (zamieszczonych w rozdziale 4.8 Pomiary twardości). Na rysunkach od 4.51 do 4.56 zostały przedstawione wykresy twardości próbek otrzymanych z kul z obu badanych gatunków: stali 100Cr6 oraz z stali z szyny kolejowej w dwóch procesach walcowania: według założeń konwencjonalnych i według metody zmodyfikowanej oraz we wszystkich ośrodkach chłodzących: w wodzie, w oleju i próbek pozostawionych na powietrzu. Przebieg wszystkich krzywych pokazuje, że kule w środku mają najmniejszą twardość odpowiadają jej punkty pomiarowe od 10 do 15 co w przeliczeniu na wielkość próbki pokazuje, że najmniejsze wartości są w odległości od 13 mm do 16 mm od brzegu próbki (geometryczny środek). Poniżej punktu pomiarowego 10 i powyżej punktu 15 (obrzeża próbki) obserwujemy znaczny wzrost twardości. Na podstawie tych wykresów wywnioskować można, że nierównomierność własności na przekroju kul walcowanych w walcarkach skośnych spowodowana jest niejednorodnością płynięcia materiału w czasie walcowania. Mimo, że kule przerobione są plastycznie na wskroś, odkształcenia w ukształtowanych kulach rozłożone są warstwowo w sposób charakterystyczny dla procesów walcowania poprzecznego co oznacza, że warstwy zewnętrzne materiału płyną inaczej niż warstwy wewnętrzne znajdujące się w osi walcowania.

W przypadku walcowania kul, które mają być mielnikami stawia się im wymagania odnośnie ich twardości. Zgodnie z PN-H-94057:1998 kule dzieli się na trzy klasy w zależności od twardości:

 klasa I - min. 500 HB,

 klasa II - 400 ÷ 500 HB,

158 We wszystkich odwalcowanych kulach udało się uzyskać twardości wyższe niż zakłada PN-H-94057:1998 co oznacza, że z powodzeniem można kule użyć jako mielniki w młynach kulowych.

Analizy wyników przeprowadzonych badań zarówno numerycznych jak i fizycznych pozwalają na sformułowanie następujących wniosków:

 kule mogą być wytwarzane metodą walcowania skośnego, wykorzystującą walce śrubowe ze spiralnie nawiniętymi klinami;

 odkształcenia w ukształtowanych kulach rozłożone są warstwowo w sposób charakterystyczny dla procesów walcowania poprzecznego, przy czym kula przerobiona jest plastycznie na wskroś;

 wartości intensywności odkształcenia w walcowaniu według założeń konwencjonalnych i według metody zmodyfikowanej nie różnią się w znaczy sposób. Natomiast w walcowaniu według metody zmodyfikowanej wartości maksymalne występują praktycznie wyłącznie w strefie łączników nie „zachodząc” na powierzchnie ukształtowanych kul;

 porównując obie metody walcowania niższe wartości naprężenia średniego występują w procesie walcowania według metody zmodyfikowanej;

 pomimo stosunkowo długiego czasu kształtowania temperatura materiału utrzymuje się w zakresie właściwym dla obróbki plastycznej na gorąco i jest wystarczająca do przeprowadzenia hartowania bezpośrednio po odwalcowaniu kul;

 rozkład kryterium zniszczenia we wszystkich temperaturach i obu metodach walcowania pokazuje maksymalną wartość w identycznych strefach kul (łącznikach);

 zużycie narzędzia następuje w mniejszym stopniu podczas walcowania według metody zmodyfikowanej;

 siły i moment walcowania w procesie walcowania skośnego kul mają charakterystyczny, cykliczny rozkład;

 kule wytwarzane metodą walcowania skośnego według metody zmodyfikowanej charakteryzuje większa dokładność wykonania niż kul otrzymanych w walcowaniu według założeń konwencjonalnych;

 w trakcie walcowania według metody zmodyfikowanej nie dochodzi do pękania materiału wewnątrz kształtowanych kul, zadziory natomiast pojawiały się w przypadku walcowania według założeń konwencjonalnych;

159

 metoda kalibrowani walców roboczych nie wpływa na twardość jak i mikrostrukturę w otrzymanych kulach;

 rozszerzając obrzeże klina można doprowadzić do rozdzielenia kul, które nastąpi w wyniku zerwania łącznika;

 wyniki przeprowadzonych badań doświadczalnych pokazują, że zarówno w procesie walcowania skośnego narzędziami o tradycyjnym, jak również zmodyfikowanym kształcie wykrojów możliwe jest otrzymanie kul spełniających wymagania stawiane mielnikom do młynów kulowych.

160

6. Literatura

[1] Wasilewski P.: Odlewnictwo jako jedna z najstarszych metod wytwarzania. Archiwum odlewnictwa, rok 2001, rocznik 1, Nr 1 (1/2).

[2] http://www.kuzniaostrowiec.neostrada.pl/odkuwki.html; 16.08.2012r.

[3] Urbański S., Kazanecki J.: Assessment of the strain distribution in the rotary piercing process by the finite element method. Journal Materials Processing Technology 45 (1994), 335-340.

[4] Pietsh J.: Thievien. FEM simulation of the rotary tube piercing process. MPT International 2/2003, 52-60.

[5] Ceretti E. et al.: Rotary tube piercing study by FEM Analysis: 3D simulations and Experimental Results. Tube & Pipe Technology March/April 2004, 155-159

[6] Komori K.: Simulation of Mannesmann piercing process by the three-dimensional rigid-plastic finite-element method. International Journal of Mechanical Sciences 47 (2005) 1838-1853.

[7] Pater Z., Kazanecki J., Bartnicki J.: Three dimensional thermo-mechanical simulation of the tube forming process in Diescher’s mill. Journal of Materials Processing Technology 2006 vol. 177 s. 167-170

[8] Pater Z., Kazanecki J.: Thermo-mechanical analysis of piercing plug loads in the skew rolling process of thick-walled tube shell. Metallurgy and Foundry Engineering 2006 vol. 32 no 1 s. 31-40

[9] Kazanecki J., Pater Z., Bartnicki J.: The analysis of the influence of plug shape and its position on piercing process in skew rolling mill. Computer Methods in Materials Science 2007 vol. 7, no 2 s. 299-304.

[10] Pater Z., Kazanecki J.: Complex numerical analysis of the tube forming process using Diescher mill - Archives of Metallurgy and Materials 2013, nr 3, vol. 58, s. 717-724

[11] Kazanecki J., Pater Z.: Analiza termomechaniczna procesu walcowania pierścieni w trójwalcowej walcarce skośnej. Rudy i Metale Nieżelazne 2007, nr 11, s. 861-866.

[12] Pater Z., Tofil A.: Archives of Metallurgy and Materials, 52-2 (2007), 289-297.

[13] Qiang Y. F., Song P. B.: Analysis on temperature distribution in cross wedge rolling process with finite element method. Journal of Materials Processing Technology, 187-188 (2007), 392-196.

161 [14] Pater Z., Bartnicki J.: Finished cross-wedge rolling of hollowed cutters. Archives of Metallurgy and Materials, 51-2 (2006), 205-211.

[15] Pater Z.: Finite element analysis of cross wedge rolling. Journal of Materials Processing Technology, 173 (2006), 201-208.

[16] Pater Z., Gontarz A., Weroński W.: Cross-wedge rolling by means of one Flat wedge and two shaped rolls. Journal of Materials Processing Technology, 177 (2006), 550-554.

[17] Pater Z., Bartnicki J., Samołyk G.: Numerical modeling of cross wedge rolling process of ball pin. Journal of Materials Processing Technology, 164-165 (2005), 1235-1240.

[18] Bartnicki J., Pater Z.: Numerical simulation of three-rolls cross wedge rolling of hollowed shaft. Journal of Materials Processing Technology, 164-165 (2005), 1154-1159. [19] Pater Z.: The analysis of the state of strain in parts formed by means of the wedgerolls rolling (WRR). Archives of Metallurgy and Materials, 50-3 (2006), 675-690.

[20] Bartnicki J., Pater Z.: The aspects of stability in cross-wedge rolling processes of hollowed shafts. Journal of Materials Processing Technology, 155-156 (2004), 1867-1873. [21] Pater Z.: Stress state in cross wedge rolling process. Archives of Metallurgy, 48-1 (2003), 21-35. [22] Tablice matematyczne [23] www.szkolnictwo.pl [24] http://matematyka.pisz.pl/strona/1005.html [25] http://www.silesia-it.nazwa.pl/vmc/portal/index.php/component/content/article/55-twoje-laboratorium/241-budowa-myna-kulowego [26] http://www.favore.pl/galeria/182442_mlyny-przemyslowe-mlyny-kulowe-mlyn-kulowy-oswiecim-malopolskie,0.html [27] http://www.prodoreko.pl/mlyny-kulowe-ehinger.html

[28] Smirnow i dr.: Popierecznaja prokatka w maszinostrojeniji. Maszgiz, Moskwa 1957. [29] Yang S-C., Chen C-K.: The surface geometry of rollers with skew rolling of steel balls, Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers, Part C: Journal of Mechanical Engineering Science May 1, 2001 215: 523-532.

[30] Kazanecki J., Kajtoch J., Chyła P. Opracowanie metodyki projektowania narzędzi do procesu walcowania poprzecznego kul stalowych metodą WPK oraz w walcarce skośnej. Opracowanie niepublikowane. Krakow 2010.

162 [32] Shi Xiao-min, Wang Bao-yu and Li Zhen-hua: Optimization of Pass Parameters on Two-Grooves Skew Rolling for Al Ball, Key Engineering Materials Vols. 419-420 (2010) pp 313-316.

[33] Šor E. R.: Novye processy prokatki. Moskva: Wyd. Metallurgizdat 1960.

[34] Gronowskij S.P.: Nowyje processy i stany dla prokatki izdielij w wintowych kalibrach. Mietałłurgija, Moskwa 1980.

[35] Kazanecki J., Kajtoch J., Chyła P. Opracowanie stanowiska badawczego do modelowania fizycznego procesu walcowania poprzecznego kul. Materiały niepublikowane, Kraków 2012.

[36] http://www.ec-e.pl/software-pl/Simufact/simufact.forming/

[37] Projekt badawczo rozwojowy nr 0457/R/T02/2009/06, pt. „Opracowanie nowej technologii walcowania kul stalowych ze złomowanych szyn kolejowych”, prowadzonego w Katedrze Komputerowego Modelowania i Technologii Obróbki Plastycznej w Politechnice Lubelskiej w latach 2009 – 2012

[38] Grosman F., Hadsiak E.: Technologiczna plastyczność metali - badania plastometryczne, Gliwice 2005.

[39] Freundental A. M.: The inelastic behavior of engineering materials and structures. Wiley, New York 1950, 384 - 394.

[40] Cockroft M. G., Latham D. J.: Ductility and the workability of metals. J. Inst. Metals 96, 1968, 33 - 39.

[41] Mroczkowski M., Praca doktorska pt. „Prognozowanie stateczności plastycznego płynięcia metali i ocena przydatności projektowanych narzędzi z wykorzystaniem metody elementów skończonych, Kraków 2008r.