Index of /rozprawy2/10968

Pełen tekst

(1)ROZPRAWA DOKTORSKA. Kształtowanie plastyczne materiałów wysokotopliwych o strukturze odlewniczej i podwyższonej porowatości mgr inż. Paweł Chyła. Promotor pracy: Prof. dr hab. inż. Jan Sińczak Kraków 2015.

(2) Podziękowania. Serdeczne podziękowania składam Wszystkim, którzy w jakikolwiek sposób przyczynili się do powstania tej pracy, a w szczególności: prof. dr. hab. inż. Janowi Sińczakowi prof. dr hab. inż. Januszowi Majcie dr hab. inż. Januszowi Krawczykowi dr inż. Anecie Łukaszek-Sołek dr inż. Markowi Wojtaszkowi dr inż. Sylwii Bednarek Szczególne wyrazy wdzięczności kieruję do: żony Kamili i syna Jana oraz Rodziców..

(3) Podziękowania. Przedstawiona w niniejszej pracy technologia kucia stopu permalloy (Ni-Fe-Mo), jako projekt pod nazwą Nowa technologia kucia stopu permalloy, została nagrodzona złotym medalem na wystawie 9 Międzynarodowy Salon Własności Przemysłowej „NOWE CZASY” (IX INTERNATIONAL SALON OF INVENTIONS AND NEW TECHNOLOGIES «NEW TIME») Sewastopol, 26–28 września 2013 oraz srebrnymi medalami na następujących wystawach: 16 Międzynarodowy Salon Wynalazków i Innowacyjnych Technologii „ARCHIMEDES 2013” (The 16th Moscow International Salon of Inventions and Innovation Technologies «Archimedes»), Moskwa, 2–5 kwietnia 2013, Międzynarodowa Wystawa Wynalazków INVENTO (1st International Exhibition of Inventions, New ideas and Innovative Products “INVENTO” 2013), Praga, 6–8 czerwca 2013 oraz 7 Międzynarodowa Warszawska Wystawa Wynalazków „IWIS 2013”, Warszawa, 8–10 października 2013. Technologia ta otrzymała również nagrody specjalne przyznane przez FIRI AWARD FOR THE BEST INVENTION of The First Institute Inventors and Researchers in IRAN na następujących wystawach: Międzynarodowa Wystawa Wynalazków INVENTO (1st International Exhibition of Inventions, New ideas and Innovative Products “INVENTO” 2013), Praga, 6–8 czerwca 2013. oraz. 64. Międzynarodowa. Wystawa. „Pomysły–Wynalazki–Nowe. Produkty–. iENA”(International Trade fair Ideas–Inventions–New Products iENA 2013), Norymberga, 31 października – 3 listopada 2013, a także wyróżniona dyplomem Ministerstwo Nauki i Szkolnictwa Wyższego (Warszawa luty 2014). Prace badawcze realizowane były między innymi przy wykorzystaniu środków finansowych uzyskanych od Ministerstwa Nauk i Szkolnictwa Wyższego w ramach badań statutowych. (nr. w. AGH:. 10.10.110.292). oraz. w. ramach. projektu. nr WND-POIG.01.03.01-12-004/09 w Programie Operacyjnym Innowacyjna Gospodarka (POIG)..

(4) Spis treści 1. Wprowadzenie 2. Stan wiedzy 2.1. Struktura odlewanego metalu 2.2. Zachowanie się wad wewnętrznych w trakcie kształtowania plastycznego 2.3. Mechanika procesu niwelacji wad 2.4. Wpływ operacji spęczania na zachowanie się wad 2.5. Wpływ operacji wydłużania na zachowanie się wad 3. Teza pracy 4. Cel i zakres badań 5. Materiał do badań 6. Wyniki badań 6.1. Badania metalograficzne 6.2. Analiza odwrotna 6.2.1. Metoda analizy odwrotnej 6.2.2. Wstępna analiza odwrotna 6.2.3. Modele reologiczne 6.2.4. Wyniki analizy odwrotnej 6.3. Badania własności mechanicznych materiału wsadowego 6.3.1. Próba rozciągania 6.3.2. Próba ściskania 6.3.3. Wyznaczenie współczynnika tarcia 6.4. Obliczenia numeryczne 6.4.1. Wstępna analiza – zamykanie osiowych nieciągłości w procesie kucia swobodnego 6.4.2. Odkuwka – element anteny 6.4.3. Odkuwka – ogniwo 6.5. Próba laboratoryjna kucia matrycowego – element anteny 6.6. Kształtowanie w warunkach przemysłowych 6.7. Badania własności mechanicznych 6.7.1. Odkuwka – element anteny 6.7.2. Odkuwka – ogniwo 6.8. Badania metalograficzne 6.8.1. Odkuwka – element anteny 6.8.2. Odkuwka – ogniwo 7. Podsumowanie 8. Wnioski 9. Bibliografia. 1 3 3 15 18 21 35 67 68 70 71 71 83 83 84 86 88 91 91 93 94 94 97 101 103 108 109 111 111 113 116 116 120 129 134 136. i.

(5) Wykaz użytych oznaczeń i skrótów a. – współczynnik korekty. . – kąt powierzchni roboczych kowadeł wypukłych.  0 ,  sse,  ss ,. – współczynniki modelu Tegart-Sellars. A0 , Asse, Ass. – współczynniki modelu Tegart-Sellars. Ap. – współczynnik równoważności. B. – szerokość kowadła. i. – współczynniki wagi (i = 1…n).  ,  sat C. Cc , Cx d. dc. dm. – współczynniki modelu CEMEF – stała uzależniona od stopnia przegrzania stali – współczynniki modelu Tegart-Sellars – grubość zakrzepniętej warstwy – odległości pomiędzy wektorami obliczonymi (za pomocą MES) – odległości pomiędzy wektorami zmierzonymi (uzyskanymi z pomiarów). d0. – początkowa średnica pustki. d1. – końcowy wymiar pustki. d  {d1 ,.., d r } D0.  H  soft. . – wektor mierzalnych parametrów wyjściowych – średnica początkowa – odkształcenie – intensywność odkształcenia – numeryczne mięknięcie materiału – prędkość odkształcenia. H. – intensywność prędkości odkształcenia. n. – nominalna wartość prędkości odkształcenia.  p. – prędkość odkształcenia dla danego punktu w próbce. Fc. – energia swobodna cieczy. Fkrystaliza cji. – energia swobodna krystalizacji. Fc. – obliczana siła dla danego gniotu. Fm. – siły mierzone w rzeczywistym procesie. ii.

(6) G. – gradient temperatury. GM. – naprężenie hydrostatyczne. H0. – wysokość początkowa. H1. – wysokość końcowa. k. – współczynnik krzepnięcia. kc. – stopień przekucia. kw. – stopień wydłużenia. K 0 , K sat. L m. m A, m1  m9. mC. – współczynniki modelu CEMEF – posuw bezwzględny – czynnik tarcia – współczynnik wrażliwości na prędkość odkształcenia – współczynniki krzywej płynięcia (model H-S) – współczynnik modelu CEMEF. . – współczynnik tarcia. l. – współczynnik lepkości. n. – wykładnik Norton’a. nC. – współczynnik modelu CEMEF. ni. – liczba punktów obliczeniowych. n0 , nsse, nss ,. – współczynniki modelu Tegart-Sellars. ns. – liczba operacji spęczania. N. – wypór hydrostatyczny. Nc , N x p  ( p1 ,.., pk }. q1 , q2 Qdef. – współczynniki modelu Tegart-Sellars – wektor zmiennych procesu – współczynniki modelu Tegart-Sellars – energia aktywacji. R. – promień zaokrąglenia kowadła. R0. – współczynnik modelu CEMEF. Rs. – szybkość krzepnięcia. . –. gęstość względna. iii.

(7)  teoretyczn a. –. gęstość teoretyczna analizowanej stali.  wlewka – uśredniona gęstość wlewka S. Sx , S y , Sz. – stopień spęczania (stosunek wysokości przed do wysokości po spęczaniu) – współczynniki kształtu pustki. . – obliczana wartość naprężenia dla danego gniotu. 0. – naprężenie średnie. i. – intensywność naprężenia. n. – naprężenie normalne. p. – naprężenie uplastyczniające. t. – czas. T. – temperatura. Td. – temperatura nagrzewania. Tn. – nominalne wartości temperatury. Ts. – teoretyczna temperatura stanu równowagi. Tp. – temperatura dla danego punktu w próbce.  x .   max.  x  {x1 ,.., xl }. – funkcja celu – naprężenie styczne – maksymalne naprężenie styczne – współczynnik (stała) Poissona – wektor parametrów modelu. X. – zmiana przemieszczenia punktu. zs. – współczynnik wielkości zamknięcia wewnętrznej pustki w procesie spęczania. zw. – współczynnik wielkości zamknięcia wewnętrznej pustki w procesie wydłużania. iv.

(8) 1. Wprowadzenie Do. materiałów. wysokotopliwych. otrzymywanych. metodą. odlewania. i charakteryzujących się stosunkowo wysoką porowatością należą stopy magnetycznie miękkie. Właściwości materiałów magnetycznie miękkich ulegają znacznym zmianom w wyniku procesów technologicznych. Procesowi wytwarzania materiałów magnetycznych stawia się specjalne wymagania, które ze względu na czystość stopów, są wyższe od wymagań stawianych materiałom metalicznym stosowanym w technice próżniowej. Żądania, takie jak uporządkowanie kryształów w określonym kierunku i brak wewnętrznych naprężeń strukturalnych, powodują konieczność stosowania dodatkowych zabiegów. Ponadto wymagane od gotowych wyrobów parametry magnetyczne posiadają wyjątkowo wąskie tolerancje. Dlatego przy produkcji elementów o wysokich parametrach magnetycznych i/lub mechanicznych poświęca się szczególną uwagę wszystkim procesom, począwszy od wyboru surowców, poprzez odlewanie, przeróbkę plastyczną i obróbkę cieplną, a skończywszy na obróbce mechanicznej. Stopy Ni-Fe o zawartości niklu powyżej 75% mogą znaleźć zastosowanie, np. w antenach magnetycznych zakresu ELF. Anteny magnetyczne pracujące w zakresie fal radiowych ekstremalnie niskiej częstotliwości są stosowane w systemach łączności z łodziami podwodnymi oraz w badaniach geofizycznych i kosmicznych pól naturalnych. Materiały te, z uwagi na dużą przenikalność magnetyczną, wysoką rezystywność i mały współczynnik magnetostrykcji są optymalnym materiałem do konstruowania rdzeni magnetycznych anten ferrytowych w zakresie częstotliwości 0,01÷1000 Hz. Stopy Ni-Fe stosowane są jako niskostratny materiał magnetyczny w rdzeniach transformatorowych oraz jako materiał ekranów magnetycznych, ponadto znajdują zastosowanie jako materiał do konstrukcji maszyn. Mają one ok. 10-krotnie większą przenikalność magnetyczną od żelaza technicznego [A]. Znalazły zastosowanie w technice prądów słabych ze względu na możliwie dużą i stałą przenikalność magnetyczną oraz prostokątną pętlę histerezy [B]. Zwiększenie przenikalności magnetycznej permalloy’u można uzyskać przez dodanie m.in. molibdenu. Głównym miejscem zastosowań tych stopów są urządzenia prądu zmiennego: transformatory prądowe pracujące przy częstotliwości 50 Hz oraz transformatory i inne aparaty o dużej częstotliwości. W rdzeniach przekaźników (anten) i cewkach z powoli zmieniającym się prądem, w części przyrządów pomiarowych i osłonach magnetycznych, jak również wykorzystywane są do pracy w stałym polu magnetycznym [C].. 1.

(9) Analizowany. stop. określany. mianem. permalloy. (permeable. przedstawicielem magnetycznie miękkich stopów Ni-Fe, które są. alloy). jest. stopami niklu. o szczególnych własnościach fizycznych. Stop ten został wytypowany do badań jako materiał modelowy ze względu na jego strukturę odlewniczą o podwyższonej porowatości. Intencją badań modelowych było sprawdzenie możliwości zagęszczania struktury wyjściowej odlewanych wlewków wybranymi metodami przeróbki plastycznej. Celem tych zabiegów jest poprawa własności plastycznych oraz niwelacja wewnętrznych wad strukturalnych wsadu (pustek,. rzadzizn. itp.). przy. zachowaniu. założonych. własności. magnetycznych,. charakterystycznych dla analizowanego stopu. Obecnie znana jest literatura fachowa dotycząca stopu permalloy, lecz odnosząca się głównie do cienkich warstw powierzchniowych [D÷Ł]. W literaturze występuje brak informacji o analizowanym stopie odnoszących się do elementów wykonywanych drogą kształtowania objętościowego oraz wpływu zastosowanych technologii wytwarzania na własności i mikrostrukturę tego stopu. Pozostaje, więc problemem badawczym opracowanie odpowiednich technik przeróbki plastycznej pozwalających na uzyskanie wyrobu finalnego spełniającego stawiane przed nim wymagania co do własności użytkowych, np. odkuwki anten magnetycznych zakresu ELF. Sytuacja taka wymusza określenie wpływu temperatury oraz intensywności odkształcenia na zakres występowania rekrystalizacji dynamicznej tego stopu. Dopiero zrekrystalizowany materiał pozwoli na uzyskanie właściwych parametrów technologicznych stopu permalloy (m.in. własności magnetycznych). Problemem technologicznym jest uzyskanie materiału o dobrej strukturze, pozbawionej pustek, rzadzizn itp., co głównie wynika z dużego powinowactwa do tlenu pierwiastków składowych stopu. Szacuje się, że dotychczasowa metoda odlewania pozwala na otrzymanie materiału o względnej gęstości w granicach 65÷70%. Jedną z metod uzyskania struktury pozbawionej lub z ograniczoną ilością pustek i wewnętrznych nieciągłości jest opracowanie innowacyjnej metody odlewania stopów na bazie Ni-Fe. Druga z metod polega na plastycznym przerobie materiału celem eliminacji niekorzystnej struktury odlewniczej, z uwzględnieniem zachowania żądanych własności magnetycznych wyrobu.. 2.

(10) 2. Stan wiedzy 2.1. Struktura odlewanego metalu Na przestrzeni wieków, mimo ciągłego rozwoju technologicznego, proces produkcji wyrobów metalicznych w zasadniczym znaczeniu nadal polega na wytworzeniu odpowiedniej mieszaniny składników, które umieszczane są w urządzeniu mającym na celu ich przetopienie. Kolejnym etapem jest proces odlewania uzyskanej kąpieli metalowej, a następnie jego plastyczna przeróbka zapewniająca uzyskania zarówno odpowiedniego kształtu jak i własności mechanicznych. Zagadnienia te poniżej omówiono na technologii wytwarzania stali. Ciekła stal przechodzi we wlewnicy w stan stały. Kryształy wydzielające się z ciekłej stali nazywają się kryształami pierwotnymi, a powstająca struktura – strukturą pierwotną w odróżnieniu od struktury wtórnej utworzonej w stanie stałym. Postać utworzonej struktury pierwotnej wpływa na właściwości stali odlanej w postaci wlewka, na jej dalsze zachowanie przy dalszej przeróbce, w pewnym stopniu na właściwości wyrobów gotowych. Z wymienionych powodów istotne jest zapoznanie się z przebiegiem krystalizacji i szybkością krzepnięcia wlewka, jak również z kolejnością krystalizacji jego poszczególnych stref. Umożliwia to ustalenie optymalnego czasu wytrzymania wlewków we wlewnicach, warunków potrzebnych do zasilania środkowych stref wlewka ciekłym metalem z nadstawki itp. W przyrodzie wszystkie przemiany przebiegają samorzutnie, czyli zarówno krystalizacja jak i topnienie przebiegają samorzutnie wywołane są tym, że nowy stan skupienia jest w nowych warunkach bardziej stabilny, tzn. ma mniejszy zasób energii. Ogólnie można stwierdzić, że im większa jest energia swobodna układu tym mniejsza jest jego trwałość (stabilność) i jeśli jest to tylko możliwe, to w układzie zachodzą takie zmiany, aby energia układu w nowym stanie była mniejsza. Zawsze wraz ze zmianą warunków zewnętrznych, np. temperatury, energia swobodna układu zmienia się, przy czym przebieg tej zmiany jest inny w stanie ciekłym niż w stanie stałym. Na rys. 1 przedstawiono schematycznie charakter zmiany energii swobodnej w stanie ciekłym i stałym zależnie od temperatury.. Rys. 1. Zmiana energii swobodnej układu w stanie ciekłym i stałym w zależności od temperatury [1]. 3.

(11) Powyżej temperatury Ts mniejszą energię swobodną ma substancja w stanie ciekłym, poniżej temperatury Ts ta sama substancja w stanie stałym. Wynika stąd, że powyżej temperatury Ts substancja powinna znajdować się w stanie ciekłym, a poniżej w stanie stałym w postaci krystalicznej. Jest oczywiste, że przy temperaturze równej Ts energia swobodna w stanie ciekłym jest równa energii w stanie stałym i substancja występuje zarówno w stanie ciekłym jak i stałym w stanie równowagi. Temperatura Ts jest zatem temperaturą stanu równowagi lub teoretyczną temperaturą krystalizacji. Jeżeli jednak chłodzimy ciecz, to przy temperaturze Ts proces krystalizacji nie będzie przebiegał, ponieważ przy tej temperaturze Fc = Fkrystalizacji. Aby krystalizacja mogła się rozpocząć konieczne jest zmniejszenie energii swobodnej układu. Na podstawie krzywych zamieszczonych na rys. 1 można wnioskować, że możliwe jest to jedynie w przypadku, gdy temperatura cieczy obniży się poniżej temperatury Ts. Temperaturę, przy której rozpoczyna się krystalizacja nazywamy rzeczywistą temperaturą krystalizacji.. Ochłodzenie. cieczy. poniżej. temperatury. równowagi. nazywa. się. przechłodzeniem cieczy, a wielkość przechłodzenia nazywa się stopniem przechłodzenia. Można również stwierdzić, że przemiana odwrotna, a mianowicie przejście ze stanu stałego w stan ciekły, może odbywać się jedynie powyżej temperatury Ts. Zjawisko to nazywa się przegrzaniem. Przedstawione powyżej rozważania dotyczą czystych substancji. Ciekła stal jest wieloskładnikowym roztworem. Z tego powodu należy uwzględnić jeszcze efekt przechłodzenia stężeniowego. Krzepnięcie stali we wlewnicy jest procesem złożonym, a analiza procesu jest utrudniona z następujących powodów: 1. stal nie krzepnie przy stałej temperaturze, ale w pewnym zakresie temperatur, 2. na przekroju krzepnącego wlewka występuje różnica temperatury, 3. własności fizyczne żeliwa (wlewnica) i stali są różne, 4. tworząca się szczelina pomiędzy wlewkiem, a wlewnicą utrudnia przepływ ciepła z wlewka do wlewnicy. Wyżej wymienione trudności są przyczyną, że do chwili obecnej dla określenia grubości zakrzepniętej warstwy wlewka posługujemy się wzorem D. Stefana: (1) d k t gdzie: d – grubość zakrzepniętej warstwy, cm, t – czas, min, k – współczynnik krzepnięcia, cm/min-0,5. Przedstawione powyżej równanie zostało wyprowadzone w 1889 roku dla określenia grubości lodu na biegunie i nazywane jest prawem pierwiastka kwadratowego. Skorygowany wzór Stefana dla warunków krzepnięcia wlewka stalowego ma postać:. 4.

(12) d  k  t C gdzie: C – stała uzależniona od stopnia przegrzania stali.. (2). Współczynnik k nie jest wielkością stałą, ale zależy od czasu krzepnięcia wlewka, materiału z jakiego wykonana jest wlewnica oraz od temperatury ścian wlewnicy. Dotychczasowe badania wykazały, że wartość współczynnika k, w pierwszym okresie krzepnięcia wlewków kwadratowych i płaskich waha się w granicach 22-24, a dla wlewków okrągłych wynosi 22. Krzepnięcie wlewka w tym okresie jest zgodne z prawem pierwiastka kwadratowego. W miarę upływu czasu szybkość krzepnięcia wzrasta wraz ze wzrostem stosunku powierzchni odprowadzającej ciepło do ciekłej części wlewka [1]. Przy odlewaniu większych bloków stalowych jest rzeczą nieuniknioną, że podczas krzepnięcia stali we wlewnicy tworzy się w górnej części wlewka jama usadowa w postaci stożkowatego wgłębienia, które może niekiedy sięgać bardzo głęboko wzdłuż osi wlewka. Jama usadowa zawiera. luźne,. osobno. skrzepłe. odpryski. wlewanego. metalu. oraz. wydzielone. zanieczyszczenia stali wraz z zanieczyszczeniami, przechodzącymi z podmytych ścianek wlewnicy. Ukształtowanie jam usadowych w górnej części wlewka zależy od gatunku odlewanej stali, od temperatury i szybkości odlewania, jak również od kształtu i przekroju wlewnicy. Górna część wlewka, posiadająca jamę usadową, nie nadaje się do dalszej przeróbki plastycznej i musi być odcięta aż do głębokości zasięgu tej jamy. Ponadto niezależnie od górnej jamy usadowej tworzy się często wewnątrz wlewka tzw. ukryta wtórna jama usadowa, która powoduje wybrakowanie już odwalcowanego lub odkutego przedmiotu. W celu zapobieżenia tworzeniu się jam usadowych, zwłaszcza jam wtórnych, stosuje się różne sposoby, polegające np. na zmniejszaniu szybkości odlewania w celu uniknięcia powstawania odprysków oraz w celu częściowego ogrzania wlewnicy, aby zapobiec stykaniu się odlewanej stali z jeszcze zupełnie zimnymi ściankami wlewnicy. Sposoby te jednak nie pozwalają na całkowite zapobieżenie tworzeniu się jam usadowych. Próbowano też ogrzewać, zwłaszcza górną część wlewnicy, nawet elektrycznie, co jednak okazało się zbyt kosztowne. W ostatnim czasie zaczęto stosować środki do rozgrzewania górnej części wlewka, przede wszystkim zaś opóźniające krzepnięcie odlewanego metalu. Środki te, np. w postaci proszku, spala się na powierzchni stali we wlewnicy. Proponowano również stosowanie szamotowej nadstawki na wlewnicę ponad poziomem wlewka w celu spowodowania tworzenia się jamy usadowej w tej nadstawce ponad właściwym wlewkiem. Może ona być w tym przypadku odcięta bez skrócenia samego wlewka. Stosowane dotychczas znane środki do rozgrzewania górnej części wlewka i opóźniania jej krzepnięcia nie powodują żądanego ogrzewania górnej. 5.

(13) części wlewka, a poza tym w końcu spiekają się one tworząc na powierzchni wlewka trudnotopliwą, żużlowatą warstwę, wobec czego nie dają one zadowalających wyników. Sposób według wynalazku [2] polega na zastosowaniu proszku rozgrzewającego, który umieszcza się na powierzchni odlanego wlewka. Proszek taki dzięki swemu składowi chemicznemu powoduje silne ogrzanie górnej części wlewnicy przez wytwarzanie wysokokalorycznych gazów, głównie metanu, które spalając się dużym płomieniem ogrzewają intensywnie wolną przestrzeń nad powstającym wlewkiem, a zarazem powodują całkowite spalanie bez spiekania bardzo reaktywnych substancji organicznych, zawartych w proszku. Proszek ten posiada tę zaletę, że utrzymuje w stanie roztopionym górną część wlewka dwukrotnie dłużej, niż stosowane dotychczas proszki uznane za najlepsze, a jednak niezadawalające. Używane dotychczas znane środki, zapobiegające tworzeniu się jam usadowych, składały się przeważnie z substancji szlakotwórczych lub mielonej szlaki odpadkowej, otrzymywanej w procesach hutniczych oraz koksu hutniczego [2].. Rys. 2. Przekrój poprzeczny wlewka z wyszczególnionymi strefami kryształów: 1 – zamrożonych, 2 – słupkowych o wydłużonym kształcie, 3 – równoosiowych [3]. Rys. 3. Przekrój wzdłużny wlewka [4]. Niezależnie od rodzaju odlewania w strukturze wlewka wyróżnić można następujące strefy (rys. 2): . strefa kryształów zamrożonych, która jest wynikiem przechłodzenia ciekłej stali spowodowanego jej kontaktem z zimnymi ściankami wlewnicy lub krystalizatora. Zbudowana jest z drobnych, globularnych niezorientowanych kryształów równoosiowych o składzie chemicznym stali /1/;. . strefa kryształów słupkowych o wydłużonym kształcie, usytuowanych równolegle do kierunku odpływu ciepła /2/;. . strefa kryształów równoosiowych. Jest centralną strefą składająca się z dużych kryształów globularnych różnie ukierunkowanych /3/.. 6.

(14) Wlewki stalowe nie są jednorodne pod względem składu chemicznego. Jest to tzw. segregacja pierwiastków. Wyróżnia się: segregację strefową wlewka (makrosegregację), dendrytyczną i międzydendrytyczną. Jeśli w dowolnym miejscu wlewka zawartość składnika jest większa od przewidzianej w analizie wytopowej to mamy wówczas do czynienia z dodatnią segregacją pierwiastków. W przypadku odwrotnym występuje segregacja ujemna. Na rys. 3 przedstawiono na przekroju wzdłużnym wlewka segregację dodatnią i ujemną pierwiastków oraz pozostałe wady strukturalne wlewka wraz z wcześniej wspomnianymi trzema strefami kryształów. Segregacja pierwiastków we wlewkach stalowych, jako skutek procesów likwacyjnych zachodzących w czasie krzepnięcia, jest spowodowana mniejszą rozpuszczalnością składników stali w stałym żelazie niż w ciekłym. Wady wlewków stalowych odlanych do wlewnic można podzielić na: 1. wady powierzchniowe – powstające podczas odlewania i bezpośrednio po odlaniu: pęknięcia podłużne i poprzeczne, łuska, pęcherze powierzchniowe i podpowierzchniowe, nakłucia, niespawy, nafałdowania; 2. wady struktury – są konsekwencją zjawisk zachodzących w czasie procesu krzepnięcia: pęknięcia wewnętrzne, pęcherze wewnętrzne, niejednorodność fizyczna i chemiczna, wtrącenia niemetaliczne, zbyt płytko zalegające pęcherze podskórne, wtórna i głęboko zalegająca jama skurczowa [3]. Kształtowanie makrostruktury jest procesem, który zależy od warunków i typu krzepnięcia. Optymalizacja tych parametrów obniża poziom różnorodności struktury [5]. W. odlewanych. metalach. segregacja. chemiczna. rozwija. się. na. trzech. skalach.. Mikrosegregacja rozwija się na skalę dendrytów, rozwój makrosegregacji następuje w skali całego produktu, i mezosegregacje lub pół-makrosegregacje mogą rozwijać się na niektóre pośrednie skale: np. skala pierwotnych ziaren. Najważniejsze są makrosegregacje, ponieważ jest to rodzaj segregacji, który jest o wiele trudniejszy do zmniejszenia późniejszymi zabiegami termo-mechanicznymi. Kilka elementarnych zjawisk często konkuruje ze sobą w budowie całkowitego końcowego wzoru segregacji w odlanym elemencie. W związku z tym, modelowanie segregacji, zarówno fizyczne jak i numeryczne, jest szczególnie przydatne w celu lepszego zrozumienia jej fundamentalnej genezy w metalach odlewanych w szczególnych warunkach [6].. 7.

(15) a). b). Rys. 4. Przekrój wzdłużny wlewka o masie 65 Mg: a) makrostruktura (część lewa), makrosegregacja węgla (część prawa), b) odbitka Baumanna (siarkowa) [6]. Na rysunku 4, przedstawiono różne segregacje we wlewku odlanym ze stali niestopowej o średniej zawartości węgla 0,22%. Zawartość węgla w dolnej części wlewka jest mniejsza od nominalnej. Region ten jest nazywany „stożkiem negatywnej segregacji”. Zajmuje więcej niż 50% wysokości w środku wlewka jak strefa kryształów równoosiowych. Górna część wlewka odpowiada intensywnej segregacji pozytywnej. Na tej głównej segregacji nakładają się mezosegregacje (rys. 5). Segregacje „A” skierowane ku górze odlewu znajdują się w pobliżu granicy między kulistymi i dendrytycznymi równoosiowymi ziarnami. Segregacje „V” są widoczne w centralnej części strefy równoosiowej (rys. 6) [6, 7].. Rys. 5. Końcowe rozkłady segregacji wlewków przy różnych wartościach wyporu hydrostatycznego: a) N = 1,65, b) N = 0, c) N = -0,68, d) N = -1, e) N = -1,65 [7]. 8.

(16) I. II. a) I. II. I. b) I. II. II. d). c). Rys. 6. Formowanie się mezosegregacji: I – segregacja V (N = 1,65, t = 1800 s), II – segregacja A (N = -1,65, t = 2700 s), a) frakcja ciekła, b) temperatura, c) kryterium segregacji, d) współczynnik segregacji. Na wszystkich rysunkach naniesione zostały linie płynięcia [7]. W literaturze dotyczącej wad skurczowych odlewanych metali można znaleźć wiele prac dotyczących tak poważnego tematu jak powstawanie jam skurczowych i rzadzizn we wlewku oraz sposobów ich zmniejszania lub całkowitego wyeliminowania [8÷14]. W pracy [8] przedstawiono szeroko zakrojoną analizę dotycząca eliminacji wad skurczowych we wlewku o masie 100 Mg ze stali 30Cr2Ni4MoV. Wlewek został odlany w warunkach próżni (podciśnienia),. następnie. został. przecięty. wzdłuż. płaszczyzny. osiowej.. Badania. ultradźwiękowe zostały wykonane do wykrycia rozkładu i wielkości rzadzizn (rys. 7).. Rys. 7. Widok wlewka 100 Mg (a), jego przekrój wzdłużny (b), powiększenie rzadzizny osiowej (c), badanie makro (d) [8]. Symulacji numerycznych analogicznych do przeprowadzonej próby w warunkach przemysłowych dokonano przy użyciu programu ProCast. Zaimplementowane warunki brzegowe dla wlewka (stal 30Cr2Ni4MoV) i wlewnicy (eutektyczne żeliwo szare): temperatura likwidusu odpowiednio 1495°C i 1190°C, temperatura solidusu odpowiednio 1438°C i 1152°C.. 9.

(17) Rys. 8. Rozkład frakcji stałej w trakcie odlewania i krzepnięcia wlewka 100 Mg we wlewnicy o standardowej konstrukcji: a) 134 s, b) 1124 s, c) 1709 s, d) 9800 s, e) 32750 s, f) 61100 s, g) 74600 s, h) 89450 s [8]. Rys. 9. Rozkład frakcji stałej w trakcie odlewania i krzepnięcia wlewka 100 Mg we wlewnicy o zmodyfikowanej konstrukcji: a) 139 s, b) 1154 s, c) 1819 s, d) 7405 s, e) 32605 s, f) 57805 s, g) 80205 s, h) 158605 s [8]. Na rysunku 8a÷c przedstawiono proces odlewania, natomiast na rysunku 8d÷h proces krzepnięcia. We wstępnym okresie krzepnięcia rzadzizna formuje się w niewielkim stopniu. W środkowym okresie efekt chłodzenia od dołu wlewnicy obniża się gwałtownie i postępuje pionowe krzepnięcie na skutek efektu poprzecznego krzepnięcia. Sytuacja ta prowadzi do znacznego przyspieszenia prędkości pionowego krzepnięcia. Front krystalizacji charakteryzuje się ostrym kształtem litery „V” (rys. 8f). Dlatego w tym okresie powstaje wiele rzadzizn. Prawdopodobnie powodem tego jest to, że im ostrzejszy staje się front krystalizacji, tym łatwiej tworzą się dendrytyczne kryształy i zasilanie ciekłym metalem z nadstawki w obszar dendrytyczny staje się coraz trudniejsze. Ponadto, tworzenie się rzadzizn w obszarach przyspieszonej krystalizacji jest związane z odległością w czasie, w którym zasilanie z nadstawki jest trudne. Podczas krzepnięcia w pobliżu nadstawki wlewnicy front krystalizacji pojawia się w kształcie litery „V” o szerszym kącie (rys. 8g). Fakt ten sprawia, że zasilanie ciekłym metalem z nadstawki jest łatwiejsze, a tym samym powstawanie porowatości (rzadzizn) zmniejsza się. Całkowity czas krzepnięcia wynosi około 24,8 h (rys. 8h), co jest w dobrej zgodności z wynikami prób przemysłowych (24 h). Zauważono, że proces krzepnięcia w zmodyfikowanej wlewnicy jest dużo lepszy w porównaniu do procesu w standardowej wlewnicy (rys. 8d÷h i rys. 9d÷h). Rysunek 9f i 8f pokazują środkowy okres krzepnięcia w obu wariantach konstrukcji wlewnic. Widać wyraźnie, że front krystalizacji (kształt „V”) w zmodyfikowanej wlewnicy jest dużo bardziej szerszy niż w standardowej wlewnicy. Jak omówiono powyżej, front o ostrym kształcie litery „V” powoduje zawisanie metalu, a następnie kanały zasilające są zablokowane przez kryształy dendrytyczne. Jest to główną przyczyną tworzenia się osiowej porowatości.. 10.

(18) Tworzenie dendrytycznych kryształów i mostków (zawisania metalu) jest trudniejsze, a doprowadzanie stopu z nadstawki jest znacznie łatwiejsze. W związku z tym tworzenie się rzadzizn jest znacznie trudniejsze.. Rys. 10. Wyniki symulacji dla różnych kryteriów przewidywania tworzenia się rzadzizn we wlewku: a) standardowy model programu ProCast, b) standardowy model programu ProCast (widok warstwy), c) kryterium gradientu temperatury, d) kryterium Niyamy (G/L0,5), e) kryterium G/Rs0,5<2,5°Cs0,5mm1,5, f) przekrój eksperymentalnego wlewka [8]. Na rysunku 10 przedstawiono wyniki symulacji przy użyciu kilku kryteriów do przewidywania tworzenia się rzadzizn we wlewku. Rys. 10b i 10f potwierdzają, że ujawnione w wyniku symulacji miejsce tworzenia się porowatości jest w dobrej zgodności z wynikiem eksperymentu. Można również wywnioskować, iż kryterium G/Rs0,5<2,5°Cs0,5mm1,5, w którym G i Rs są odpowiednio gradientem temperatury i szybkością krzepnięcia, może służyć jako najlepsze kryterium do przewidywania tworzenia się osiowej rzadzizny w ciężkich wlewkach stalowych (rys. 10e). Jeśli Rs oznacza zapotrzebowanie na ciekły metal, a. G. łatwość. podawania,. prawdopodobieństwo. ich. powstawania. stosunek skurczu;. rzeczywiście im. większe. wykazuje G/Rs0,5. tym. odwrócone mniejsze. prawdopodobieństwo, i na odwrót. Ponadto, rozmieszczenie i wielkość porowatości jest zgodne z wynikami eksperymentalnymi uzyskanymi, jak pokazano na rys. 10f.. 11.

(19) Rys. 11. Wpływ wstępnego podgrzania nadstawki (konstrukcja standardowa) na tworzenie się porowatości: a) 80°C, b) 200°C, c) 350°C, d) 500°C, e) 650°C, f) 800°C, g) 950°C, h) 1150°C [8] Rys. 12. Zestawienie symulacji porowatości przy zmiennych parametrach procesu (wszystkie przy użyciu kryterium G/Rs0,5<2,5°Cs0,5 mm1,5): a) standardowa konstrukcja, b) dobrze izolujący materiał nadstawki, c) wstępnie ogrzana nadstawka, d) zmodyfikowana konstrukcja, e) zmodyfikowana konstrukcja i dobrze izolujący materiał nadstawki, f) zmodyfikowana konstrukcja i wstępnie ogrzana nadstawka, g) zmodyfikowana konstrukcja i nadstawka z cegieł izolacyjnych, h) zmodyfikowana konstrukcja z dobrze izolującym materiałem nadstawki, wstępnie podgrzaną nadstawką oraz cegłami izolacyjnymi [8]. Rys. 11 przedstawia wpływ temperatury wstępnego podgrzania nadstawki na tworzenie się osiowej porowatości wlewka. Można wykazać, że im wyższa temperatura wstępnego podgrzewania nadstawki tym mniejsza porowatość. Jak wspomniano powyżej, najwięcej ciepła w nadstawce jest wchłaniane przez żeliwo i materiał izolacyjny nadstawki z powodu ich dużej pojemności cieplnej. Tak więc, aby zmniejszyć całkowitą pojemność cieplną nadstawki należy ją wstępnie podgrzewać. W przypadku gdy temperatura wstępnego podgrzewania nadstawki jest niska (rys. 11a÷c), efekt zmniejszenia porowatości nie jest znaczący. Powodem jest to, że niska temperatura wstępnego podgrzewania nie może skompensować dużej pojemności cieplnej nadstawki. Jednakże, jeśli nadstawka zostanie wstępnie podgrzana do znacznie wyższej temperatury (jako pokazano na rys. 11d÷g), efekt zmniejszenia porowatości jest znacznie silniejszy. Stwierdzono, że każdy z czynników wykazuje dobry wpływ na znaczne zmniejszenie porowatości wlewka, jak pokazano na rys. 12a÷g. W szczególności, poprzez połączenie wszystkich zoptymalizowanych technik jako jednego wariantu. Uzyskane wyniki wykazują, że porowatość może być niemal całkowicie wyeliminowana, co wykazano na rysunku 12h.. 12.

(20) Rys. 13. Tworzenie się porowatości przy zbieżności nadstawki: a) 15,8%, b) 28% [8]. Rys. 14. Tworzenie się porowatości przy wysokości nadstawki: a) 600 mm, b) 800 mm, c) 1000 mm [8]. Jak pokazano na rys. 13 wpływ zbieżności nadstawki pokazuje, że im większa jest zbieżność tym większe jest prawdopodobieństwo powstania porowatości. Powodem jest to, że większa zbieżność spowoduje węższe i głębsze niezakrzepnięte jeziorko w środkowym okresie krzepnięcia (ok. 16÷18 h po odlaniu). W związku z tym powstające dendryty spowodują zawisanie metalu, a następnie kanały zasilające w ciekły metal do wnętrza wlewka zostaną znacząco zablokowane. Jednak mniejsza zbieżność nadstawki może zapewnić szersze niezakrzepnięte jeziorko, niż w przypadku większej zbieżności nadstawki. W związku z tym kanały zasilające w metal dolne partie struktury dendrytycznej powinny być o wiele szersze i będzie to mieć wpływ na mniejsze prawdopodobieństwo tworzenia się porowatości. Rys. 14 przedstawia wpływ wysokości nadstawki na tworzenie się porowatości we wlewku. To pokazuje, że im wyższa nadstawka tym mniejsze jest prawdopodobieństwo powstania porowatości. Powodem jest to, że im wyższa nadstawka tym większa pojemność cieplna. Tymczasem ciśnienie zalewania ciekłego metalu do środkowej części wlewka jest również zwiększone. Wtedy jest to bardziej korzystne dla sekwencyjnego krzepnięcia wlewka i kanały zasilające do środka wlewka są gładsze [8]. W stali występuje szereg wtrąceń niemetalicznych, stanowiących nieciągłości w osnowie, wpływających niekorzystnie na właściwości mechaniczne stali. Szczególnie niekorzystne są duże, wydłużone wtrącenia, nierównomiernie rozmieszczone. Rodzaje wtrąceń niemetalicznych: . endogeniczne – siarczki, tlenki, krzemiany, które powstają w ciekłej stali podczas procesu stalowniczego,. . egzogeniczne – cząstki materiałów ogniotrwałych stanowiących wyłożenie pieca, rynien spustowych, kadzi.. 13.

(21) Typy wtrąceń: . skupiska czystego tlenku glinu – możliwe źródła obejmują produkty odtleniania, wtórnego utleniania przez absorpcję powietrza, dendrytyczny tlenek glinu typu Ostwald-Risening i spiekania ze sobą z wielu małych wtrąceń tlenku glinu (rys. 14a),. . grudkowe wtrącenia czystego tlenku glinu (rys. 14b),. . skupiska tlenku glinu z wtrąceniami egzogenicznymi – ich skomplikowana kompozycja sugeruje, że cząstki tlenku glinu łączą się z topnikiem wlewnicy, uszkodzonego wyłożenia ogniotrwałego i/lub żużla kadziowego (rys. 14c),. . wtrącenia Al2O3–MgO – takie wtrącenia mogą być utworzone przez erozję kształtki muszlowej kadzi odlewniczej lub skupisk tlenku glinu pierwotnie przylegających do powierzchni tego bloku, potem wypychane są do ciekłej stali, mogą również reagować z materiałem kształtki muszlowej kadzi odlewniczej, a na końcu są przechwytywane przez zakrzepnięty metal (rys. 14d),. . wtrącenie egzogeniczne z wylewu wewnętrznego kadzi – wylew ten jest jedyną wykładziną ogniotrwałą zawierającą tlenek cyrkonu. Podczas procesu odlewania wylew ulega erozji prawdopodobnie ze względu na nadmierną prędkość płynu, wysoką temperaturę i/lub dłuższy czas kontaktu, a powstałe wtrącenie zostało wyparte do ciekłej stali (rys. 14e),. . wtrącenia z topnika wlewnicy – prawdopodobnie pochodzą z topnika wlewnicy lub być może z uszkodzonej cegły wlewu (rys. 14f),. . wtrącenia na bazie krzemionki – mogą pochodzić z żużla kadziowego. Nie powstają z topnika, ponieważ nie ma w nich związków K2O i Na2O (rys. 14g),. . wtrącenia pęcherzykowe – wady te zawierają pierścień inkluzji wokół dawnej granicy pęcherzyka lub ślad po nim (rys 14h). Ich skład jest bardzo zróżnicowany, ale zawsze to wtrącenia czystych siarczków (MnS) i mieszaniny wtrąceń Al2O3–MgO,. . jamy i dziury – sferyczne dziury prawdopodobnie utworzone podczas krzepnięcia przez uciekające pęcherzyki gazów (N2, CO, możliwy Ar). Nieregularne dziury powstałe w końcowej fazie krzepnięcia obejmują międzydendrytyczne wgłębienia zwane „mikro-porowatością” (rys. 14i),. . wtrącenia siarczkowe – siarczki koncentrują się wokół granic dawnych pęcherzyków oraz w pobliżu wgłębień międzydendrytycznych (rys. 14j) [15].. 14.

(22) b) a) c). d). e). f). g). j). h). i). Rys. 14. Przykładowe typy wtrąceń: a) morfologia skupisk czystego tlenku glinu, b) morfologia grudkowych wtrąceń czystego tlenku glinu, c) skupiska tlenku glinu z wtrąceniami egzogenicznymi, d) wtrącenia Al2O3– MgO, e) wtrącenia egzogeniczne z wylewu wewnętrznego kadzi, f) wtrącenia z topnika wlewnicy o składzie – lokalizacja 1: Al2O3 – 22,05%, MgO – 1,88%, FeO – 8,51%, K2O – 1,52%, Na2O – 5,07%, SiO2 – 47,02%, CaO – 3,15%, MnO – 11,95%, g) wtrącenia na bazie krzemionki, h) wtrącenia pęcherzykowe – wtrącenie z topnika wlewnicy (1) i wtrącenie po odtlenieniu (2) oraz siarczek (3), i) wady w postaci jam i dziur, j) wtrącenia siarczkowe [15]. 2.2. Zachowanie się wad wewnętrznych w trakcie kształtowania plastycznego Wady wewnętrzne (pustki, rzadzizny, wtrącenia) znajdujące się w odlanym metalu znacznie pogorszają jego właściwości mechaniczne. Tak więc w celu wyeliminowania pustych przestrzeni wewnątrz materiału stosuje się kształtowanie plastyczne metali (walcowanie, wyciskanie, kucie) na gorąco. Najczęściej eliminacja pustych przestrzeni wewnątrz przerabianego materiału obejmuje dwa główne etapy: mechaniczne zamknięcie oraz proces spajania wewnętrznych powierzchni [16÷18]. Proces zamknięcia wady polega na. 15.

(23) zetknięciu się jej wewnętrznych powierzchni, co jest jedną z najważniejszych kwestii, które powinny zostać szczegółowo przeanalizowane. Znaczna ilość badań nad zamknięciem pustek została wykonana w ostatnich dziesięcioleciach. Ståhlberg i in. [19] badali zamykanie sztucznych pustek w trakcie odkształcania plastycznego i stwierdzili, że efektywność zamykania pustych przestrzeni zwiększa się wraz ze wzrostem stopnia odkształcenia. Tanaka i in. [20] badali proces spęczania walca z pustką metodą elementów skończonych. Ich wyniki wykazały, że intensywność odkształcenia i naprężenie hydrostatyczne wokół pustki są głównymi czynnikami jej zamknięcia. Sun i Guo [21] badali metodą elementów skończonych zamykanie wewnętrznych nieciągłości w odkuwkach ciężkich wirników, a wprowadzony przez nich parametr zwany „energią skurczu” przyjęli jako kryterium do oceny zamknięcie wady. Dudra i Im [22] przeprowadzili symulacje ściskania walca pomiędzy płaskimi kowadłami, kowadłami kształtowymi (kształt litery „V”) oraz kowadłami FML (bez efektu Mannesmanna). Odkryli, że kowadła kształtowe są najbardziej skuteczne w zamykaniu wewnętrznych pustek. Wang i Ren [23] badali związek odkształcenia i zamykania nieciągłości. Efekt chłodzenia powierzchni wlewków stalowych na zamykanie wewnętrznych luk został zbadany przez Ono i in. [24] oraz Park’a i Yang’a [16, 17]. Wyniki wykazały, że wstępne chłodzenie może zwiększyć naprężenia hydrostatyczne w strefie środkowej wlewka i przyczyniać się do zamykania porowatości. Pietrzyk i in. [25] opracowali model elementów skończonych do symulacji zamykania pojedynczej pustki podczas odkształcenia plastycznego i zbadali wpływ stanu naprężenia na proces zamykania nieciągłości. Banaszek i Stefanik [26] badali wpływ kształtu kowadła i głównych parametrów procesu kucia na eliminację wad metalurgicznych. Nakasaki i in. [27] wybrali całkowanie naprężenia hydrostatycznego, GM, jako parametr do opisania zamykania wad osiowych i stwierdzili, że powierzchnia przekroju poprzecznego pustki jest proporcjonalna do GM w pojedynczym przepuście walcowniczym. Li i in. [28] symulowali zamykanie pustki w trakcie kucia cylindrycznej próbki w operacji spęczania i uzyskali krytyczny stopień odkształcenia niezbędny do zamknięcia wady. Zhang i in. [29] zaproponowali kryterium zamknięcia pustki w dużych wlewkach podczas kucia na gorąco poprzez model komórki. Kakimoto i in. [30] obliczyli wartość wskaźnika zamknięcia wewnętrznych luk i ilościowo jego dopuszczalną wartość całkowitego zamknięcia pustki. Chen i in. [31] analizowali ewolucję różnych wad przestrzennych podczas kucia i stwierdzili, że zamknięcie tetraedrycznej (czworościennej) pustki jest najtrudniejsze. Kim i in. [32] przeprowadzili analizę numeryczną spęczania i wydłużania oraz zaproponowali model wydajnego procesu kucia w celu wyeliminowania wad. Chen i in. [33] opracowali. 16.

(24) kompleksową procedurę do przewidywania stopnia zamknięcia pustek przez analizę metodą elementów skończonych i sieci neuronowych. Występowanie wad było również bardzo gorącym tematem od dziesięcioleci, ponieważ zarodkowanie, wzrost i łączenie się wad często charakteryzował proces uszkodzenia w metalach plastycznych [34÷37]. McClintock [38] oraz Rice i Tracey [39] badali stopień wzrostu cylindrycznej i sferycznej pustki w nieskończenie plastycznym materiale bez umocnienie przez zgniot. Budiansky i in. [40] wykonali podobny eksperyment tyle, że dla wyizolowanej pustki kulistej w osiowosymetrycznym stanie odkształcenia i ustalili słynny model BHS. W wyniku tej pracy, Duva i Hutchinson [41] wyprowadzili konstytutywną koncentrację. zależność kulistych. dla. materiału. pustek.. Fleck. nieściśliwego, i. Hutchinson. izotropowego [42]. opracowali. zawierającego analogiczny. konstytutywny potencjał dla ciał stałych zawierających kołowo-cylindryczne pustki. Następnie stopień wzrostu dyspersji przypadkowo ułożonych eliptycznych pustek w materiale nieściśliwym był badany przez Mear’a i jego współpracowników [43, 44]. Dla porowatych materiałów plastycznych Gurson [45] opracował przybliżony warunek plastyczności (model Gurson’a) i zasadę płynięcia. Do porowatych materiałów plastycznych były wykorzystywane uproszczone modele fizyczne, wyidealizowany materiał osnowy jako idealnie plastyczne ciało stałe. Wen i in. [46] rozszerzyli model Gursona w celu uwzględnienia wpływu wielkości porowatości w oparciu o model dyslokacji Taylora. W celu rozważenia roli kształtu pustki na ogólną odpowiedź porowatych materiałów plastycznych, niektórzy badacze zakładają pustki jako kuliste lub eliptyczny cylinder i ulepszony model Gursona [47÷58]. Ponadto, metody elementów skończonych były powszechnie stosowane w celu zbadania wzrostu pustek w materiałach sprężysto-plastycznych [59], plastyczność w materiałach gradientowych z umocnieniem przez zgniot [60], materiałach elastyczno-plastycznych [61], plastycznych materiałach anizotropowych [62], stalach dwufazowych (DP) [63÷65]. Na rysunku 15 przedstawiono zestawienie przewidywania zamykania się wad dla kilku z wyżej wymienionych modeli.. 17.

(25) a). b). Rys. 15. Przewidywane zamknięcie wady dla wybranych modeli przy użycia wykładnika Norton’a n = 5 i stosunku naprężeń średnich (σ0) do intensywności naprężenia (σi) wynoszącego: a) σ0/σi = -2, b) σ0/σi = -0,6 [29]. Jak opisano powyżej, wykonano szereg badań i uzyskano wiele korzystnych wniosków, aby zaprojektować proces kształtowania pozwalający na wyeliminowanie pustych przestrzeni wewnątrz materiałów uzyskanych drogą odlewania. Zdecydowana większość prac dotyczy procesów kucia swobodnego i przerobu plastycznego dużych wlewków kuźniczych, dlatego dalsza część analizy literaturowej również skupi się na tej tematyce.. 2.3. Mechanika procesu niwelacji wad Proces niwelowania pustych przestrzeni wewnątrz przerabianego materiału zasadniczo obejmuje dwa główne etapy: mechaniczne zamknięcie, które prowadzi do częściowego lub pełnego kontaktu powierzchni wewnętrznych (zanik objętości pustki), głównie za sprawą plastyczności oraz proces spajania (łączenia), który prowadzi do częściowego lub całkowitego zgrzania („zaleczenia”) – metalicznego połączenia – dwóch stykających się powierzchni, głównie na drodze dyfuzji. Proces spajania powierzchni pustek podczas kucia na gorąco dużych wlewków jest wyraźnie różny od procesu łączenia dwóch elementów, ze względu na różne warunki pracy, takie jak ciśnienie, temperatura, odkształcenie, itp. Konieczne jest w związku z tym, w celu sprawdzenia mechanizmu spajania powierzchni nieciągłości posiadanie odpowiedniego modelu, bo modele i mechanizmy w zgrzewaniu dyfuzyjnym lub zgrzewaniu na zimno nie są w stanie opisać procesu spajania powierzchni pustek. Mechanizm gorącego spajania pod naciskiem odnosi się do jednego z mechanizmów zgrzewania na zimno i wpływa na niego skład materiału, czystość powierzchni i temperatura. Schemat zaproponowanego mechanizmu [16, 17] zakłada idealną czystość powierzchni i zarodkowanie na powierzchni spajania. Parametry materiału otaczającego nieciągłość, takie jak temperatura materiału podczas odkształcania, gradient temperatury, maksymalne naprężenie ściskające i prędkość odkształcenia mają wpływ na proces zamykania wady. Wiele zmiennych, takich jak. 18.

(26) temperatura. przeróbki,. wytrzymałość. powierzchni. powłoki. tlenkowej,. obecność. zanieczyszczeń, powiększenie powierzchni i ciśnienie kontaktowe mają wpływ na jakość spajania. W procesie spajania konieczne jest zastosowanie wysokiego ciśnienia (nacisku) i wysokiej temperatury. W związku z tym proces ten nazwany został spajaniem dociskowym na gorąco (HPB – hot pressure bonding). Spajanie dociskowe na gorąco powoduje mniejsze odkształcenie międzyfazowe niż zgrzewanie na zimno ze względu na niższe ciśnienie, ale wymaga większego ciśnienia niż zgrzewanie dyfuzyjne, w którym jednolite ciśnienie musi być utrzymane przez dłuższy czas. Proces HPB pomaga wyjaśnić jak wielkie pustki istniejące wewnątrz wlewka znikają podczas procesu kucia z dużymi odkształceniami. W procesie tym rozważane jest odkształcenie, natomiast pełzanie i dyfuzja nie są rozpatrywane ze względu na krótki czas. Spajanie samo w sobie jest tylko jednym z celów kucia na gorąco odkuwek z dużych wlewków. Mechanizm spajania dociskowego na gorąco można zatem podzielić na dwa etapy: pierwszy etap w czasie przeróbki, a drugi etap po przeróbce i nagrzewania do następnego odkształcania. Spajanie wad w dużych wlewkach, biorąc pod uwagę znaczne wartości nacisków normalnych i wysoką temperaturę procesu kucia, może być regulowane głównie przez mechanizm spajania wywołany przez plastyczną deformację powierzchni oraz siłę kohezji między materiałami w strefie kontaktu międzyfazowego, w którym wysokie ciśnienie (nacisk) normalne jest zadawane na powierzchni zamkniętej pustki przez sekwencyjne zwiększanie obciążenia roboczego.. Rys. 16. Mechanizm zgrzewania dociskowego na gorąco (HPB): a) zamykanie pustki, b) powierzchnia kontaktu, c) zarodkowanie nowego ziarna, d) wzrost ziarna i spajanie [16]. Rys. 17. Mechanizm tworzenia pasma w zgrzewaniu dociskowym na gorąco: A – gaz, B – warstwa antywiążąca, C – strefa zarodkowania i wzrostu nowych ziarn, D – strefa wydzieleń, BAZ – strefa objęta spajaniem, M – metal [16]. Rys. 16 przedstawia schematycznie proponowany mechanizm spajania włączając zamykanie wewnętrznej pustki i zgniatanie podczas kucia na gorąco dużych odkuwek. Mechanizm spajania w zgrzewaniu dociskowym na gorąco opiera się na mechanizmie tworzenia pasma, którego schemat jest pokazany na rys. 17. Podczas kucia dużych wlewków wewnętrzna pustka jest stopniowo zmniejszana. Po zamknięciu pustki, sekwencyjnie odbywa się zgniatanie, a zarodek rośnie szybko ze względu na wyższą temperaturę. W tym samym. 19.

(27) czasie gazy, które są obecne w pustce dyfundują do wnętrzna nowego ziarna i niektóre atomy są wydzielane w kierunku metalu rodzimego. Niektóre substancje obce i warstwy tlenków pozostają na pierwotnej linii styku. W konsekwencji utworzone zostaje pasmo spajania z podstawową strukturą składników (zawiera warstwy tlenków). Gazy również pozostają w obszarze spajania, a wydzielenia są rozproszone w położeniu pomiędzy pasmem, a strukturą metalu rodzimego.. Rys. 18. Przykład pasma spajania utworzonego przez zarodkowanie i wzrost ziarna (temperatura odkształcania 1200°C, powiększenie 800x) [17]. Odkształcona strefa z uwagi na zgniatanie pustki w podwyższonej temperaturze i sekwencyjnego ściskania ze wzrostem ciśnienia spajania nazywana jest strefą objętą spajaniem (BAZ – z ang. bonding affected zone – rys. 18), która jest osłabiona w porównaniu z pierwotnym metalem rodzimym. W celu weryfikacji przyjętego modelu mechanizmu spajania wykonano badania polegające na sprawdzeniu w eksperymencie rzeczywistym i numerycznym efektywności spajania w trakcie kucia na gorąco przy różnych temperaturach odkształcania (rys. 19a÷c) oraz przy użyciu różnych narzędzi (kowadeł – rys. 19d).. a). b). Rys. 19. Porównanie efektywności spajania przy temperaturze odkształcania: 1200°C (a), 1100°C (b), 1000°C (c), (d) odkształcaniu różnymi narzędziami (kowadła BFTV –. 20.

(28) dolne płaskie, górne kształtowe) [oprac. na podstawie 17]. c). d) Na rysunku 19a przedstawiono skuteczność spajania dla temperatury 1200°C.. Tendencja ta jest niemal identyczny jak w przypadku temperatury 1100°C (rys. 19b), w której wydajność spajania uzyskana z eksperymentów nie przekracza krytycznej wartości procentowej. Rys. 19c przedstawia przypadek, w którym temperatura kucia jest równa 1000°C. Dla tej temperatury efektywność spajania jest niższa niż w przypadkach 1200°C i 1100°C. W przypadku 1000°C większa redukcja wysokości będzie potrzebna do uzyskania tej samej wydajności spajania jak w przypadku 1200°C i 1100°C. Temperatura 1000°C jest więc zbyt niska, aby spoić pustkę podczas procesu kucia na gorąco. Porównanie wydajności spajania w trakcie odkształcania między różnymi narzędziami pokazano na rysunku 19d. Dla przypadku, w którym wszystkie powierzchnie pustki stykają się, dla kowadeł BFTV odkształcenie jest o 10% mniejsze niż w przypadku obu kowadeł płaskich. Gdy górne kowadło jest kształtowe (V) poprawia się szybkość i efektywność spajania. Obliczenia są w dobrej zgodności z wynikami doświadczalnymi. Wydajność. spajania. obliczoną. według. proponowanego. modelu. porównano. z wydajnością uzyskaną w trakcie eksperymentów pod różnymi warunkami. Rozważając, że eksperyment zawierał wiele czynników „anty-wiążących”, takich jak czystość powierzchni, warstwy tlenku, gazy i wysokie ciśnienie gazu, itp., które mają istotny wpływ na wyniki doświadczalne, obliczona i eksperymentalna wydajność spajania są w dużej zgodności. 2.4. Wpływ operacji spęczania na zachowanie się wad Operacja spęczania, służąca zwiększeniu przekroju poprzecznego odkształcanego materiału, jest pierwszą którą poddawany jest materiał w ciągu technologicznym. Najczęściej stosowana jest w celu uzyskania większego stopnia przekucia (przerobu). Oddziaływanie tej operacji na wady znajdujące się we wlewkach było przedmiotem analizy wielu autorów. W pracach [66, 67] przedstawiono wyniki symulacji fizycznej i numerycznej wlewka okrągłego. (rys.. 20b). uzyskanego. poprzez. obróbkę. skrawaniem. z. wlewka. 21.

(29) prostopadłościennego (rys. 20a) ze strefy kryształów równoosiowych. Wlewek ze stali 42CrMo4 został odlany w taki sposób, żeby zawierał różnego rodzaju wady. Dzięki temu możliwe było sprawdzenie takich czynników jak wielkości i pozycja wady.. Rys. 20. Kształt i wymiary wlewka: a) odlanego, b) po obróbce skrawaniem [66]. Rys. 21. Wady uwidocznione w trakcie analizy rentgenowskiej oraz ich trójwymiarowy model do symulacji MES [66]. Następnie tak uzyskany wlewek został poddany analizie rentgenowskiej (VendoTM H-450CT), w ten sposób uzyskane informacje o wielkości i rozkładzie wad posłużyły do wygenerowania modelu (rys. 21) do wykonania obliczeń numerycznych operacji spęczania. Próbka cylindryczna przygotowana w ten sposób została spęczona i ponownie poddana analizie rentgenowskiej w celu porównania wyników eksperymentu z wynikami obliczeń numerycznych, co przedstawiają rysunki 22 i 23.. Rys. 22. Kształt i rozmiar wad wewnętrznych po pierwszym spęczaniu wykazane w analizie rentgenowskiej [66]. Rys. 23. Porównanie kształtu wlewka po pierwszym spęczaniu pomiędzy modelowaniem fizycznym i numerycznym [oprac. na podstawie 66]. Na podstawie rysunków można stwierdzić, że szerokość wady z prawej strony próbki zdecydowanie zmniejszyła się. Próbka została poddana drugiej operacji spęczania, a odkształcenie zostało zadane po obróceniu próbki o 90° (rys. 24).. 22.

(30) Rys. 24. Schemat drugiego spęczania [66]. Rys. 25. Wady wewnętrzne po drugim spęczaniu [66]. Na rys. 25 przedstawiono zmiany kształtu wad po drugim spęczaniu. Największa wada znajduje się z prawej strony próbki i rozwinęła się w wadę o bardziej złożonym kształcie. Na poszczególnych przekrojach poprzecznych (oznaczonych 1÷9) widać, że niektóre wady otworzyły się natomiast inne uległy zamknięciu. Na przykład przekrój 9 – wada pozostała zamknięta, przekrój 1 – nawet drugie spęczanie nie spowodowało zamknięcia wady. Na rys. 26 przedstawiono zachowanie się wad w trakcie pierwszego, drugiego spęczania oraz sytuację początkową we wlewku przed odkształceniem. Niektóre wady zostały zamknięte zarówno podczas pierwszego jak i drugiego spęczania. Inne zostały zamknięte podczas pierwszego spęczania, a następnie otwarte w trakcie drugiego spęczania. Tak różne zachowanie się wad w trakcie odkształcania jest spowodowane przez rozmiar i pozycję każdej z wad. Na rys. 27 pokazano trzy wady (P1, P2 i P3), które uległy zamknięciu. Naprężenie w tych położeniach zmieniło charakter z naprężeń rozciągających przez ściskające ponownie do rozciągających (rys. 27a). Łatwiejszym do zastosowania w praktyce przemysłowej kryterium zamykania wad będzie oparte na odkształceniu niż naprężeniu. Konieczny warunek naprężeniowy do zamknięcia wady jest osiągany jeśli lokalna intensywność odkształcenia jest większa niż 0,6, jak przedstawiono na rys. 27b. Zaproponowane kryterium bazujące na wartości intensywności odkształcenia zostało potwierdzone, co pokazuje rys. 28. Przedstawiono trzy warianty, które ilustrują ważność odkształcania do krytycznej wartości w celu osiągnięcia zamykania wady. Proces zależy od osiągnięcia krytycznej wartości intensywności odkształcenia zarówno dla wady wewnętrznej, czy powierzchniowej.. 23.

(31) a). b). Rys. 26. Przykład zachowania się wad: a) wariant 1: zamknięta wada → wada zamknięta → wada pozostaje zamknięta, b) wariant 2: otwarta wada → wada zamknięta → wada ponownie otwarta, c) wariant 3: otwarta wada → wada niezamknięta → wada pozostała otwarta [66]. Rys. 27. Zmiany: a) naprężenia, b) intensywności odkształcenia w trakcie odkształcania [66]. Rys. 28. Intensywność odkształcenia oraz zamknięcie wad dla: a) wariant 1: zamknięta wada → wada zamknięta → wada pozostaje zamknięta, b) wariant 2: otwarta wada → wada zamknięta → wada ponownie otwarta, c) wariant 3: otwarta wada → wada niezamknięta → wada pozostała otwarta [66]. Autorzy [30] poddali analizie 2D (rys. 29) odkształcanie wlewków w operacji spęczania w celu określenia zachowania się wewnętrznych pustek we wlewku stalowym. Wyliczono wartość wskaźnika zamykania wady (wartość Q zaproponowana przez Ono i in. [68]) i wyznaczono wartość graniczną zamknięcia wewnętrznych pustek na podstawie wyników eksperymentu i symulacji 3D. Do obliczeń numerycznych użyto modelu. 24.

(32) z uproszczonym kształtem wlewka, dzięki czemu możliwe było wykorzystanie osiowej symetrii. W tabeli 1 zestawiono analizowane warianty. Zmiany wartości kształtu wady (h0/d0), stosunku średnic (d0/D0) oraz pozycji wady (T/H0) dało razem 24 warianty symulacji, które przedstawiono na rysunkach 30÷32.. Tabela 1. Parametry poddane analizie [30]. h0/d0 T/H0 1 1/2 2 1/4 5. d0/D0 0,01 0,05 0,10 0,20 Rys. 29. Model 2D użyty do analizy [30]. Rys. 30. Porównanie wyników pomiędzy odkształceniem i kształtem wady dla h0/d0 = 5, T/H0 = 1/2, d0/D0 = 0,05 [30]. Rys. 31. Zestawienie kształtów wady przy różnej wielkości odkształcenia: eksperyment (lewa strona) i obliczeń analitycznych (prawa strona) [30]. Z rysunków 30 i 31 wynika, że wyniki uzyskane z obliczeń ściśle zgadzają się z wynikiem eksperymentu. Również procentowe zmniejszenie wysokości pustki i procentowy wzrost średnicy pustki są dokładnie dopasowane. Fakty te wskazują, że proces zamknięcia wewnętrznych pustych przestrzeni może być wyjaśniony przy wykorzystaniu analizy odkształcenia.. 25.

(33) a). b). Rys. 32. Zależności pomiędzy: a) odkształceniem i wskaźnikiem powierzchni wady, b) kształtem wady i krytyczną wartością spęczania [30]. Na rysunku 32a przedstawiono zależność między odkształceniem i wskaźnikiem powierzchni wady (S/S0) o różnych kształtach i w różnym położeniu. Wynik wskazuje, że wzrost współczynnika kształtu wady (h0/d0) oraz odległości od środka do pozycji wady powoduje, że zamknięcie wady jest mniej prawdopodobne. Rysunek 32b wskazuje, że krytyczna wartość spęczania nie wykazuje istotnych zmian nawet jeśli kształt wady (d0/D0) ulegnie zmianie. Z drugiej strony, jeśli kształt wady (h0/d0) wzrasta, krytyczna wartość spęczania rośnie, ponieważ wada wydłuża się w tym samym kierunku, co kierunek spęczania. Wymagane jest co najmniej 75% odkształcenie, aby nastąpiło zamknięcie pustki przy h0/d0 = 5 lub poniżej tej wartości. Prawdopodobieństwo całkowitego zamknięcia pustki w procesie spęczania jest niewielkie. Kim i in. [32] w pierwszej kolejności przeanalizowali operację spęczania wlewka o masie 520 Mg, a następnie zweryfikowali uzyskane wyniki doświadczalnie. Rys. 33 przedstawia wyniki modelowania wad o średnicach początkowych d0 = 10 mm i 100 mm, w górnej, środkowej i dolnej części wstępniaka (odkształcenie 45%). W przypadku wady d0 = 10mm (rys. 33a) przeprowadzono analizę dla dwuwymiarowego osiowosymetrycznego modelu. Zamknięcie było całkowicie zakończone w częściach górnej i środkowej natomiast niewystarczające w dolnej części. Oznacza to, że efekt zamknięcia wady był oczywisty w części oddziaływania górnego narzędzia (ruchomego). W przypadku wady d0 = 100 mm (rys. 33b) użyto trójwymiarowego modelu i wykorzystano osiową symetrię do rozwiązania połowy modelu wstępniaka. Centralna część pokazała najsilniejszy efekt zamykania. Jednakże całkowite zamknięcie nie zostało zaobserwowane w żadnym z obszarów. Wyniki te wskazują, że zamknięcie wady będzie odbywać się w sposób ograniczony w procesie spęczania, jeżeli średnice pustek są większe od określonej wielkości. Autorzy sprawdzili również zależność współczynnika zamknięcia wady od stosunku średnicy do wysokości (H/D). Rozważyli spęczanie przy następujących wartościach H/D 1,29, 1,4 i 1,6 przy odkształceniu 45%.. 26.

(34) Rys. 33. Porównanie zamykania wad o różnych wartościach średnic początkowych [32]. Rys. 34. Efekt zamykania wady w zależności od smukłości wstępniaka: C – środkowa część, U – górna część, L – dolna część [32]. Rys. 35. Fotografia przekroju próbki ołowianej po spęczeniu [32]. Na rys. 34 przedstawiono krzywe, które wskazują zamknięcie wady w trzech pozycjach wewnątrz wstępniaka. Największy współczynnik zamknięcia wady wynosił około 59% dla H/D = 1,29. Na podstawie pozycji wskaźnik ten był najwyższy w centrum natomiast dla pozycji górnej i dolnej niższy, przy czym różnica między nimi wynosiła około 1÷2%. Jednakże wskaźnik w górnej części był nieco wyższy niż w dolnej części, ze względu na poruszające się górne narzędzie. Przy tej samej wysokości wskaźnik zamknięcia ma tendencję spadkową, gdy smukłość (H/D) wzrosła lub średnica wstępniaka zmalała. W rezultacie wielkość odkształcenia powinna zostać zwiększona wraz z odpowiednią smukłością, ponieważ zamykanie wady jest trudne do osiągnięcia, gdy średnica półwyrobu jest zbyt mała. W celu zweryfikowania obliczeń numerycznych autorzy wykonali próby operacji spęczania dla wlewka z ołowiu. Jak pokazuje rysunek 35 całkowite zamknięcie wady nastąpiło w części środkowej, natomiast nie udało się to w strefach górnej i dolnej. Analizę operacji spęczania przeprowadzono również w pracach [69÷71]. Zakres wykonanych badań obejmował odkształcanie wstępnie przekutego wlewka o masie 16 Mg pod kątem oceny wpływu rozkładu odkształceń na celowo wprowadzoną nieciągłość w postaci otworów o różnych średnicach. Wstępnie przekuty wlewek o wymiarach 950×2470 mm spęczano na wysokość 1100 mm (rys. 36).. Rys. 36. Schemat operacji spęczania wlewka o masie 16 Mg: a) wlewek wstępnie przekuty, b) przedkuwka po operacji spęczania [69]. Rys. 37. Widok przekrojów poprzecznych wstępnie przekutych wlewków z wadami osiowymi o średnicy: a) 20 mm, b) 40 mm, c) 50 mm [69]. 27.

(35) Do wlewka zostały celowo wprowadzone wady osiowe o średnicach wynoszących 20, 40 i 50 mm (rys. 37). W celu ujednolicenia warunków przyjęto całkowity stopień odkształcenia w procesie spęczania εh = 55,47%. Warunki brzegowe do obliczeń przyjęto następujące: temperatura wlewka przed procesem kucia 1200°C, temperatura narzędzi 300°C, czynnik tarcia 0,4, prędkość przesuwu trawersy prasy 10 mm/s. Na rysunku 38 przedstawiono rozkłady intensywności odkształcenia w przekroju wzdłużnym spęczonego wlewka. Dla wszystkich prezentowanych przypadków kucia rozkład pól intensywności odkształceń jest podobny w strefie II i III, świadczący o nierównomiernym płynięciu metalu podczas symetrycznego spęczania. Te zróżnicowania w rozkładzie odkształcenia mają bezpośredni wpływ na strukturę i własności mechaniczne wykonanej przedkuwki.. a). b). c). d). Rys. 38. Rozkład intensywności odkształcenia w przekroju wzdłużnym spęczki: a) pozbawionej wady, b) z wadą osiową o średnicy 20 mm, c) z wadą osiową o średnicy 40 mm, d) z wadą osiową o średnicy 50 mm [70]. Intensywność odkształcenia w określonych warunkach procesu kucia jest parametrem najsilniej wpływającym na wartość i zróżnicowanie w zamykaniu się wady, a tym samym na jakość końcową przedkuwki. Porównując rozkład intensywności odkształcenia w procesie spęczania wlewka bez wad z wlewkami posiadającymi wady osiowe widać, że strefa największych odkształceń jest mniejsza w przypadku wlewków ze sztucznie wykonanymi wadami, niż wlewka bez wady. Strefa ta jest zlokalizowana w bezpośrednim sąsiedztwie wady. Do analizy zamykania się wad przyjęto za autorami [72] współczynnik wielkości zamknięcia wewnętrznej pustki w procesie spęczania zs i wydłużania zw opisane poniższą zależnością:. d1 d0 gdzie: d0 – początkowa średnica pustki, d1 – końcowy wymiar pustki. zs  zw . (3). Wielkości wad uzyskane z programu QForm podstawione do zależności (3) posłużyły do stworzenia wykresów przedstawiających zależność wskaźnika wielkości zamknięcia wady. 28.

(36) od długości wlewka w operacji spęczania. Zmiany bezwzględnej wielkości wady i jej niwelacji w określonych obszarach przedkuwki dla poszczególnych wariantów zobrazowano na rysunku 39.. a). b). c). Rys. 39. Pomiar wielkości wady po spęczaniu dla wady o średnicy początkowej: a) 20 mm, b) 40 mm, c) 50 mm [69]. Rys. 40. Zależność wskaźnika wielkości zamknięcia wady w funkcji długości wlewka po spęczaniu [69]. Rys. 41. Zależność wskaźnika wielkości zamknięcia wady od wartości intensywności odkształcenia podczas spęczania [69]. Zmiany wartości wielkości pustek osiowych (rys. 40) w procesie spęczania ulegają zmniejszeniu w strefach przylegających do powierzchni kowadeł. Natomiast w części środkowej wlewka uzyskano niepożądane efekty w postaci ich zwiększenia (nawet dwukrotnego). Symulacje numeryczne zakuwania osiowej nieciągłości w osi wlewka w procesie spęczania wskazują, że ten proces nie sprzyja usuwaniu wewnętrznych pustek zlokalizowanych w centralnej części wlewka. Przedstawione na rysunku 41 przebiegi obrazują, iż niewielkie zmniejszanie początkowej wielkości celowo wprowadzonych wad następuje przy niskich wartościach intensywności odkształcenia (do wartości ok. 0,15). Jest to strefa znajdująca się pod bezpośrednim działaniem narzędzi odkształcających. W miarę. 29.

(37) wzrostu wartości intensywności odkształceń następuje we wszystkich analizowanych wariantach systematyczne powiększanie się wielkości nieciągłości. Wyniki wykonanych badań pozwalają postawić następującą tezę: jeżeli żądany stopień przekucia jest możliwy do osiągnięcia tylko poprzez operacje wydłużania, to sugeruje się całkowitą rezygnację z operacji wstępnego spęczania ze względu na niekorzystny wpływ tej operacji na wielkość wad osiowych. W analizie teoretycznej, opartej na obliczeniach numerycznych, analizowano [71] wpływ kształtu wlewka i konstrukcji narzędzi na zamykanie osiowych nieciągłości w procesie spęczania. Celem badań było określenie wpływu kształtu materiału wsadowego, wielkości odkształcenia względnego i kształtu powierzchni roboczej płyt do spęczania na zamykanie osiowej nieciągłości o średnicy 25 mm w procesie spęczania dużych wlewków. Badania wykonano dla konstrukcji przedstawionych na rysunku 42. Dla procesów spęczania przedstawionych na rysunkach 42a i 42b, przyjęto następujące wysokości początkowe wsadu H: 1000 mm, 1500 mm, 2000 mm, 2500 mm, 3000 mm. We wszystkich przypadkach spęczania przyjęto, że końcowa wysokość po spęczaniu wynosi 1/3 wysokości początkowej. Odnosi się to również do wsadu w postaci wlewka ze zbieżnością (rys. 42c i 42d). Średnia prędkość przesuwu trawersy prasy w procesie wydłużania wynosiła 10 mm/s. Współczynnik tarcia przyjęto 0,25. Początkową temperaturę nagrzewu materiału przyjęto 1220°C, temperaturę kowadeł przyjęto 300°C. Rys. 42. Procesy spęczania: a) zaokrąglonego wlewka w płytach sferycznych, b) zaokrąglonego wlewka w płytach płaskich, c) wlewka ze zbieżnością w płytach sferycznych, d) wlewka ze zbieżnością w płytach płaskich [71]. Zestawienie wariantów obliczeń numerycznych dla schematów przedstawionych na rysunku 42 przedstawiono w tabeli 2. Wyniki obliczeń numerycznych procesu spęczania przedstawiono na rysunkach 43÷48.. 30.

(38) Tabela 2. Zestawienie wariantów obliczeń numerycznych procesu spęczania wlewka z osiową nieciągłością [71] Kształt Konstrukcja Wysokość wsadu Smukłość wsadu wsadu płyt H, mm H/D spęczających 1000 1,0 1500 1,5 Płyty sferyczne 2000 2,0 2500 2,5 Wlewek 3000 3,0 po 1000 1,0 zaokrągleniu 1500 1,5 Płyty płaskie 2000 2,0 2500 2,5 3000 3,0 1500 1,5 Wlewek ze Płyty sferyczne zbieżnością Płyty płaskie 1500 1,5. Rys. 43. Rozkład intensywności odkształcenia w procesie spęczania w płytach sferycznych zaokrąglonego wlewka o smukłości: a) 1,0, b) 2,0, c) 3,0 [71]. Rys. 44. Rozkład intensywności odkształcenia w procesie spęczania w płytach płaskich zaokrąglonego wlewka o smukłości: a) 1,0, b) 2,0, c) 3,0 [71]. Rys. 45. Rozkład intensywności odkształcenia w procesie spęczania wlewka ze zbieżnością o smukłości 1,5: a) w płytach sferycznych, b) w płytach płaskich [71]. 31.

(39) Rys. 46. Rozkład naprężenia średniego w procesie spęczania w płytach sferycznych zaokrąglonego wlewka o smukłości: a) 1,0, b) 2,0, c) 3,0 [71]. Rys. 47. Rozkład naprężenia średniego w procesie spęczania w płytach płaskich zaokrąglonego wlewka o smukłości: a) 1,0, b) 2,0, c) 3,0 [71]. Rys. 48. Rozkład naprężenia średniego w procesie spęczania wlewka ze zbieżnością o smukłości 1,5: a) w płytach sferycznych, b) w płytach płaskich [71]. W warunkach przemysłowych w procesie spęczania dużych wlewków kuziennych zakłada się zazwyczaj minimalne odkształcenie względne 50%, jeśli w dalszym etapie kucia jest stosowane wydłużanie. W obliczeniach numerycznych procesu spęczania wartość odkształcenia względnego wynosi ok. 66%, co spowodowało wzrost niejednorodności odkształcenia w objętości wlewka i jednocześnie podwyższony gradient naprężenia średniego. Dzięki temu uzyskano bardziej jednoznaczne wyniki umożliwiające ocenę wpływu smukłości wlewka i jego kształtu oraz konstrukcji płyt spęczających na rozkład intensywności odkształcenia, naprężenia średniego i skłonność do zamykania osiowej nieciągłości wlewka w procesie spęczania. Niezależnie od kształtu i smukłości wlewka oraz konstrukcji płyt spęczających, obszar maksymalnych odkształceń jest zlokalizowany w osi wlewka w przybliżeniu w połowie jego wysokości. Na wartość intensywności odkształcenia w tym obszarze znaczny wpływ ma smukłość początkowa wlewka. Przy smukłości H/D wynoszącej do 1,0 wartość intensywności odkształcenia w tym obszarze wynosi ok. 2 (rys. 43a, 44a, 45a) i ok. 3,5 przy smukłości od 2,0 do 3,0 (rys. 43b, 44c, 45b, 45c). Interesujące jest porównanie wpływu konstrukcji płyt spęczających na rozkład odkształceń przy początkowej smukłości. 32.

(40) 2,0 (rys. 43b i 44b). W przypadku zastosowania płyt płaskich uzyskano wprawdzie bardziej równomierny rozkład odkształceń w całej objętości wlewka (rys. 44b), natomiast większą skłonność do zamknięcia osiowej nieciągłości uzyskuje się w przypadku zastosowania płyt sferycznych (rys. 43b). Na rozkładach intensywności odkształcenia w czasie spęczania wlewka można zauważyć lokalne ogniska dużych odkształceń (od ok. 3,2 – rys. 43c do ok. 9 – rys. 46b) w miejscu przejścia korpusu wlewka w uchwyt. Tak znaczne odkształcenia powstały ze względu na to, że przyjęto zbyt mały promień otworu płyty dolnej. Nie mają one jednak praktycznego znaczenia. Naprężenia rozciągające w ostatnim etapie spęczania nie przekraczają 120 MPa i są zlokalizowane na zewnętrznej swobodnej powierzchni wlewka (rys. 46c, 47c, 48b). Przy tej samej smukłości wlewka, mniejsze wartości naprężeń rozciągających w strefie zewnętrznej uzyskuje się w przypadku zastosowania płyt sferycznych (rys. 46c, 47c, 48a). Największa wartość naprężeń ściskających jest zlokalizowana w centralnej części wlewka. Asymetria pionowa rozkładu naprężenia jest konsekwencją oddziaływania otworu w płycie dolnej, do którego metal swobodnie wpływa w całym cyklu spęczania. Rozkład naprężenia średniego ma znaczący wpływ na zamykanie osiowej nieciągłości – im większy obszar materiału objętego zakresem naprężeń ściskających zlokalizowanych w obszarze pustki, tym skuteczniejsze powinno być jej zamykanie, zgodnie z zasadą wpływu stanu naprężeń na stan odkształceń w odkształcanym materiale. Wpływ smukłości i kształtu wlewka oraz konstrukcji płyt spęczających na zamykanie osiowych nieciągłości analizowano w płaszczyznach położonych w punktach podanych na rysunku 49.. Rys. 49. Położenie punktów pomiarowych wielkości wady po spęczaniu wlewka [71]. Rys. 50. Wartość współczynnika zamknięcia osiowej nieciągłości w punktach P1, P2 i P3 w procesie spęczania zaokrąglonego wlewka o smukłości 2 w płytach: C – sferycznych, P – płaskich [71]. 33.