AKADEMIA GÓRNICZO-HUTNICZA IM. STANISŁAWA STASZICA W KRAKOWIE

Wydział Inżynierii Metali i Informatyki Przemysłowej Katedra Plastycznej Przeróbki Metali

Rozprawa doktorska

PROCES KSZTAŁTOWANIA ELEMENTÓW RUROWYCH CIŚNIENIEM CIECZY

mgr inż. Rafał Stadnik

PROMOTOR: prof. dr hab. inż. Jan Kazanecki

Praca dofinansowana w ramach grantu promotorskiego N508 071 31/3716

Kraków, 2008

2

1. Wstęp...................................................................................................................... 4

2. Istniejący stan wiedzy........................................................................................... 5

2.1. Zastosowanie elementów rurowych rozpęczanych hydromechanicznie ............................6

2.2. Zalety oraz wady procesu kształtowania hydromechanicznego .........................................7

2.3. Wymagania projektowe..........................................................................................................8 2.3.1. Stosowane materiały i ich odkształcalność ................................................................10 2.3.2. Zaplecze technologiczne ............................................................................................12 2.3.3. Kontrola i parametry siłowe procesu .........................................................................13 2.3.4. Dobór smarów i generowane siły tarcia.....................................................................20 2.3.5. Czynniki rozpęczające................................................................................................23

2.4. Wady fizyczne i ograniczenia procesu.................................................................................23

2.4.1. Wyboczenia................................................................................................................23 2.4.2. Pofałdowania..............................................................................................................25 2.4.3. Pęknięcia ....................................................................................................................27 2.4.4. Zmiana grubości rozpęczanego elementu ..................................................................27

2.5. Końcowe wymagania procesu ..............................................................................................28

3. Teza i cel pracy.................................................................................................... 29

4. Obliczenia numeryczne procesu rozpęczania .................................................. 31

4.1. Materiał wykorzystany do badań ........................................................................................33

4.2. Model numeryczny................................................................................................................36

4.3. Wyniki obliczeń numerycznych ...........................................................................................41 4.3.1. Rozkład intensywności odkształceń...........................................................................42 4.3.2. Rozkład grubości ścianki ...........................................................................................49 4.3.3. Rozkład intensywności naprężeń ...............................................................................61 4.3.4. Przebieg siły spęczającej ............................................................................................68

4.4. Podsumowanie wyników symulacji .....................................................................................73

5. Badania eksperymentalne rozpęczania trójników .......................................... 75

5.1. Stanowisko do badań eksperymentalnych ..........................................................................75

5.2. Wyniki badań eksperymentalnych ......................................................................................81 5.2.1. Przebieg ciśnienia cieczy i siły osiowej .....................................................................83 5.2.2. Zmiana grubości ścianki.............................................................................................88 5.2.3. Porównanie wysokości króćców ................................................................................94

5.3. Podsumowanie wyników eksperymentu..............................................................................94

6. Porównanie wyników obliczeń numerycznych i badań eksperymentalnych 96

7. Wnioski .............................................................................................................. 102

8. Literatura: ......................................................................................................... 105

3

Wykaz ważniejszych oznaczeń

n wykładnik krzywej umocnienia

Rm wytrzymałość na rozciąganie

Re umowna granica plastyczności

E moduł sprężystości

K współczynnik wytrzymałości

ν współczynnik Poissona

C warunek zamocowania końców

I moment bezwładności

p ciśnienie cieczy rozpęczającej

F siła osiowa, spęczająca

g0 grubość początkowa ścianki rury

g1 grubość ścianki trójnika

D średnica zewnętrzna rury

r0 promień zewnętrzny rury

rz promień zewnętrzny korpusu trójnika

rw promień wewnętrzny korpusu trójnika

rk promień zewnętrzny króćca

r promień korpusu

H wysokość króćca

l0 długość początkowa rury

Δl zmiana długości odcinka rury

l długość korpusu trójnika

r1 promień zaokrąglenia w miejscu przejścia korpusu w króciec przy kącie rozwartym

r2 promień zaokrąglenia w miejscu przejścia korpusu w króciec przy kącie ostrym

a wskaźnik naprężeń, tj. współczynnik uwzględniający wpływ średniego naprężenia głównego na warunek plastyczności

σ naprężenie rzeczywiste

σp naprężenia uplastyczniające

σi intensywność naprężenia

σz naprężenie osiowe

σθ naprężenie obwodowe

σr naprężenie promieniowe

σn nacisk normalny

σ1, σ2, σ3 naprężenia główne

τ naprężenie styczne na powierzchni styku metalu i narzędzia

ε odkształcenie zastępcze

εw odkształcenie względne

εz odkształcenie logarytmiczne osiowe

εθ odkształcenie logarytmiczne obwodowe

εr odkształcenie logarytmiczne promieniowe

εi intensywność odkształcenia

L długość elementu

μ współczynnik tarcia

m czynnik tarcia

4

1. Wstęp

W dobie przemysłu motoryzacyjnego i konkurencji na rynku opracowanie i rozwój nowych

technologii produkcji postępuję w szybkim tempie. Nadal głównym sposobem wytwarzania

elementów rurowych na potrzeby przemysłu jest przeróbka plastyczna metali, która w masowej

produkcji jest jak dotąd niezastąpiona. W dobie globalnego ocieplenia klimatu, potrzeby ochrony

środowiska są kluczowymi zagadnieniami w przemyśle motoryzacyjnym czy lotniczym. Konieczne

staje się opracowywanie nowych metod produkcji, pozwalających na zmniejszenie masy pojazdów,

zabiegów czy odpadów technologicznych, co przekłada się na zmniejszone ilości użytej energii i

przyczynia do ograniczenia gazów cieplarnianych. Z tego powodu bardzo rozpowszechnioną

obecnie metodą w produkcji elementów z rur mających zastosowanie w przemyśle

motoryzacyjnym, lotniczym czy gospodarstwa domowego, jest rozpęczanie elementów przy użyciu

cieczy [1].

Technologia rozpęczania cieczą została opatentowana już w roku 1939 przez autorów [14],

którzy wytwarzali łączniki metalowe z rur bez szwu przy jednoczesnym zastosowaniu siły osiowej i

ciśnienia wewnętrznego. Elementy te były używane w przemyśle sanitarnym. W kraju technologia

ta została opatentowana w roku 1973 jako metoda do wytwarzania elementów

wielowylotowych [40].

Rozpęczanie jest nową technologią, która cieszy się obecnie znacznie rozpowszechnionym

zastosowaniem głównie w przemyśle samochodowym. W około 90% rozpęczanie znajduje

zastosowanie właśnie w tej gałęzi przemysłu. Drugą grupę rozpęczanych elementów stanowią

złączki i armatura w przemyśle sanitarnym i konstrukcjach rurowych [34, 47]. Jedna z najczęściej

stosowanych metod kształtowania cieczą w przemyśle jest rozpęczanie hydromechaniczne

elementów rurowych.

Opisane sposoby projektowania oraz rozpęczania dotyczyć będą elementów wchodzących w

skład jednej z wyżej wymienionych gałęzi przemysłu. Są to złączki wielowylotowe w postaci

trójników skośnych znajdujące zastosowanie zarówno w przemyśle motoryzacyjnym, jak i

sanitarnym.

Podjęcie takiej tematyki badań uznano za stosowne, ponieważ opracowanie sposobów

projektowania i rozpęczania trójników skośnych może znaleźć zastosowanie w warunkach

przemysłowych.

5

2. Istniejący stan wiedzy

Działanie samego procesu rozpęczania hydromechanicznego trójnika nie jest trudne do

wyjaśnienia, co zobrazowane jest na Rys. 1. Półwyrób w postaci odcinka rury umieszczany jest w

wykroju matrycy, która odpowiada końcowemu kształtowi elementu. Proces rozpęczania odbywa

się przy jednoczesnym przemieszczeniu stempli osiowych działających określoną siłą na końce

odcinka rury i wzroście ciśnienia wewnętrznego medium rozpęczającego, które działa na

wewnętrzne ścianki odcinka rury. Tak zadane obciążenia rozszerzają odcinek rury do wykroju

wewnętrznego matrycy [23-24].

Rys. 1. Schemat rozpęczania trójnika.

Proces rozpęczania można podzielić na dwa etapy. W trakcie pierwszego szybsze

zwiększenie ciśnienia wewnętrznego cieczy rozpęczającej powoduje wstępne odkształcenie

materiału, celem jego przemieszczenia do strefy rozszerzania. W kolejnym etapie rozpęczania

przyrost ciśnienia wewnętrznego jest mniejszy w odniesieniu do etapu początkowego. Przykładowa

zmiana ciśnienia wewnętrznego do zmiany długości rozpęczanego odcinka rury została

zobrazowana na Rys. 2 [2, 73].

Rys. 2. Zmiana ciśnienia wewnętrznego w trakcie rozpęczania trójnika.

6

Pomimo prostej zasady działania, proces ten jest złożony pod względem teoretycznym i

technologicznym. Brak jest dostatecznej wiedzy umożliwiającej w sposób łatwy projektowanie i

zastosowanie go do masowej produkcji określonych elementów. Badawcze zespoły

międzynarodowe (Altan T., Muammer K. – USA; Dohmann F., Hartl Ch. – Niemcy; Massoni E. –

Francja; Kim J. – Południowa Korea) wykonują dużą ilość badań, dążących do ustanowienia

pewnych schematów projektowych.

W rozpęczaniu rur znaczące jest zrozumienie podstawowy technologii każdego

wytwarzanego elementu w celu maksymalnego wykorzystania zdolności materiału do odkształceń.

Ważne jest również wyjaśnienie wpływu parametrów: procesu, materiałowych, narzędzi oraz

ograniczeń procesu. Parametry procesu opisują metody obciążenia ciśnieniem wewnętrznym i siłą

osiową (przemieszczenie osiowe). Parametry materiałowe dotyczą własności mechanicznych rur,

takich jak: wykładnik krzywej umocnienia (n), anizotropia (R), wydłużenie (A5), wytrzymałość na

rozciąganie (Rm). Z kolei parametry narzędzi mają na uwadze kształty i wymiary matryc, warunki

smarowania. Dodatkowo, ograniczenia procesu wskazują na wady powstałe w trakcie rozpęczania,

takie jak: wyboczenie, pękanie i pofałdowanie, Rys. 3 [47, 63, 74].

a) b)

Rys. 3. Wady powstałe w trakcie rozpęczania rur: a) wyboczenie z pofałdowaniem, b)pęknięcie.

W procesie rozpęczanie wady te zdarzają się raczej często na skutek nieodpowiednich

warunków kształtowania. W celu wykonania elementu nie zawierającego powyższych wad

zależność pomiędzy ciśnieniem wewnętrznym i siłą osiową musi być ciągle monitorowana aby

polepszyć zdolność kształtowania materiału [45, 61].

2.1. Zastosowanie elementów rurowych rozpęczanych hydromechanicznie

Początkowo proces rozpęczania w zastosowaniu przemysłowym był używany z myślą o

produkcji elementów w pojedynczej operacji technologicznej, zastępując tym samym kilka

zabiegów technologicznych procesów konwencjonalnych, np. tłoczenie, zgrzewanie. Obecnie

proces składa się z kolejnych etapów gięcia i rozpęczania, dzięki czemu istnieje możliwość

wytwarzania większych elementów o znacznie bardziej złożonych kształtach [23, 25].

7

W ostatnich latach, pole zastosowań tej technologii znacznie wzrosło, dzięki zmniejszeniu

czasu produkcji i udoskonaleniu kontroli procesu. Najbardziej znaczące zastosowanie tej

technologii jest w przemyśle samochodowym. Zapotrzebowanie na zmniejszoną masę,

wytrzymałość czy bezpieczeństwo w nowoczesnych pojazdach powoduje zwiększone zastosowanie

procesu rozpęczania przy wytwarzaniu lekkich i zarazem wytrzymałych elementów wykonanych ze

stali lub aluminium [73, 61, 48]. Spowodowało to, iż rozpęczanie znalazło liczne zastosowanie przy

wytwarzaniu różnorodnych elementów rurowych o zmiennym przekroju poprzecznym na długości,

tj. łączników instalacji wodociągowych gospodarstwa domowego (skośne oraz proste czwórniki i

trójniki), armatury oraz elementów dla przemysłu samochodowego, takich jak: układy wydechowe,

tłumiki drgań (stosowane w układach wydechowych), elementy konstrukcyjne podwozia i

nadwozia samochodów czy układy napędowe, Rys. 4 [25, 31, 49, 50, 71].

Rys. 4. Zastosowanie rozpęczania hydromechanicznego: 1) osie przedniego zawieszenia (BMW, Niemcy), 2) elementy

karoserii samochodowych, 3) ramy samochodowe, 4) ramy podtrzymujące silnik (Vari-Form, USA), 5) elementy układów wydechowych (Schuler Hydroforming, Niemcy), 6) tłumiki drgań (ZSM POLMO, Polska).

Proces może być również stosowany przy wszelkiego rodzaju łączeniach elementów z

odcinkami rur, na które są nakładane a następnie zaciskane przez ciśnienie działające na zewnętrzne

lub wewnętrzne powierzchnie rury. Przykładem takiego zastosowania może być np. montaż

krzywek wałka rozrządu czy zaciskanie odcinka rury na trzpieniu [59, 29].

2.2. Zalety oraz wady procesu kształtowania hydromechanicznego

W porównaniu do tradycyjnych metod kształtowania i spajania o których wspomniano

wcześniej rozpęczanie hydromechaniczne posiada wiele zalet. Do najważniejszych zaliczyć należy:

• łączenie części skutkujące zmniejszeniem masy elementu gotowego nawet o 30%

(tłoczone i zgrzewane oporowo dwie lub więcej części o przekroju prostokątnym mogą

zostać wytworzone w jednej operacji z elementu rurowego);

• zmniejszenie masy dzięki skuteczniejszemu projektowaniu przekrojów i zgrzewaniu

indukcyjnym lub oporowym ścianki rur;

8

• zwiększona wytrzymałość i sztywność konstrukcyjna;

• niższe koszty oprzyrządowania wynikające z mniejszej ilości elementów;

• mniejsza ilość operacji pośrednich (brak zgrzewania części składających się na element

gotowy i możliwość przebijania otworów w trakcie rozpęczania);

• zmniejszona tolerancja wymiarowa;

• znaczne zmniejszenie efektu sprężynowania;

• zmniejszona ilość odpadów technologicznych.

W pracy [76] zostały przedstawione wyniki badań porównania odkształceń granicznych dla

procesów rozpęczania i tłoczenia. W trakcie procesu rozpęczania odkształcenia graniczne są

większe od odkształceń występujących w trakcie procesu tłoczenia. Wynika z tego, że w

określonych przypadkach bardziej korzystnym sposobem kształtowania elementów jest rozpęczanie

hydromechaniczne.

Biorąc pod uwagę trójniki skośne i ich zastosowanie należy nadmienić, iż stanowią one

konkurencję dla tradycyjnych trójników spawanych. Technologia wytwarzania trójników

rozpęczanych jest znacznie mniej pracochłonna i jednocześnie pozwala uzyskać wyrób gotowy o

lepszych własnościach wytrzymałościowych [43, 53].

Pomimo wielu zalet, rozpęczanie rur ma też ograniczenia wynikające np. z wolnego cyklu

pojedynczej operacji, drogiego wyposażenie linii technologicznej. Ciągle jeszcze proces jest

relatywnie nową technologią, dlatego brak jest również rozszerzonej bazy wiedzy dotyczącej

projektowania procesu i narzędzi. Przekłada się to na kosztowny rozwój procesu [2, 4, 91-18].

2.3. Wymagania projektowe

Aby poprawnie opracować omawiany proces, należy brać pod uwagę wszystkie jego aspekty

i wzajemne oddziaływania pomiędzy nimi [5]. Główne składniki i kluczowe zagadnienia procesu

rozpęczania mogą być przedstawione w następujących grupach, które jednocześnie zobrazowano

na Rys. 5:

1. Jakość i własności materiału rur wyjściowych;

2. Wytyczne przy projektowaniu matryc i stempli;

3. Zagadnienia dotyczące powierzchni styku pomiędzy elementem kształtowanym a

matrycą: zużycie części, tarcie i smarowanie;

4. Mechanizmy odkształceń (płynięcie metalu) w różnych strefach;

5. Zagadnienia odnośnie wyposażenia: prasy i elementy spokrewnione;

6. Wymiary i własności elementu gotowego.

9

Rys. 5. Układ rozpęczania hydromechanicznego.

Proces projektowania może zostać zilustrowany przy użyciu prostego schematu, Rys. 6.

Rys. 6. Projektowanie procesu rozpęczania.

Na podstawie schematu stwierdzić można, iż konieczne jest określenie zarówno parametrów

technologicznych, jak i kontrola procesu. Jednym z głównych zadań projektu jest otrzymanie

elementu nie zawierającego wad technologicznych. Z tego powodu warto jest spojrzeć na

przyczyny powstawania defektów i włączyć do projektu odpowiednie pomiary, np. siły czy

ciśnienia cieczy [34].

Podstawy teoretyczne technologii rozpęczania powinny być wyznaczane na podstawie

dwóch kryteriów [6]:

10

• doświadczenie zdobyte w przedsiębiorstwach na przestrzeni ostatnich 30 lat; oznacza to

obszerną wiedzę na temat projektowania odpowiednich narzędzi kształtujących i

rozplanowanie odpowiednich maszyn kształtujących;

• wyników badań naukowych.

o Na początek można wspomnieć o niezależnych od procesu podstawowych

badaniach:

- niestabilne zachowanie rur cienkościennych;

- kryteria uszkodzeń rur poddanych działaniu siły osiowej i ciśnieniu

wewnętrznemu;

- określenie granicy plastyczności rur;

- plastyczne zachowanie materiału pod działaniem trójosiowego stanu naprężeń

procesu rozpęczania.

o Dla szybkiego i uniwersalnego zastosowania procesu rozpęczania, konieczne jest

wykonanie podstawowych badań procesu jak i prac rozwojowych włączając:

przewidywanie odkształcalności nowych przedmiotów o złożonych kształtach oraz

oczekiwane wyniki kształtowania.

2.3.1. Stosowane materiały i ich odkształcalność

Wybór materiału, który może zostać użyty w produkcji jest funkcją wielu, często

konfliktowych wymagań. Aby produkt był konkurencyjny na rynku musi spełniać wymogi cenowe,

ilościowe, funkcjonalne i jakościowe. Przy produkcji masowej elementów, koszty materiałowe są

znaczną częścią kosztów całkowitych, dlatego duży zakres opłacalnych materiałów (w

szczególności specjalne gatunki stali) został wykorzystany w celu spełnienia wymagań

jakościowych przemysłu samochodowego. Materiały wyjściowe, jakimi są taśmy stalowe

walcowane spełniają wymagania wytrzymałościowe przy jednocześnie korzystnym zachowaniu

stosunku masy do ceny. Dodatkowo, stale te wykazują dobre własności zmęczeniowe, wysoką

energię pochłaniania w trakcie kolizji, dopuszczalne odporności korozyjne po powlekaniu i

doskonałe własności plastyczne. Zazwyczaj stale walcowane na zimno znajdują zastosowanie w

elementach powłokowych karoserii samochodów, natomiast stale walcowane na gorąco mają

zastosowanie przy wytwarzaniu elementów nośnych [15].

Większość materiałów używanych w procesach tłoczenia na zimno może być rozpęczana

hydromechanicznie. Typowe materiały stosowane przy rozpęczaniu to: stal niestopowa o małej

zawartości węgla i HSLA (stal mikrostopowa o podwyższonej wytrzymałości) dla wytwarzania

elementów nadwozia i podwozia samochodów, stal do nawęglania na wałki rozrządu i wały

napędowe, stal odporna na korozję na układy wydechowe, stopy aluminium na elementy nadwozia i

11

podwozia samochodów, miedź na obudowy i łączniki, itp. [2]. Rury z tych materiałów mogą być

zarówno bez szwu jak i ze szwem wzdłużnym, zgrzewane prądami wielkiej częstotliwości lub

spawane laserowo tak, aby wytrzymywały ciśnienia większe od 300 MPa [1, 57, 60].

Jakość rury wejściowej ma zasadniczy wpływ na powodzenie procesu rozpęczania.

Własności materiału (tj. skład, granica plastyczności, wytrzymałość na rozciąganie, wydłużenie

procentowe, sposób płynięcia) i wymiary (tj. średnica i grubość) rury muszą być określone w

oparciu o wymagania elementu końcowego i ściśle monitorowane w trakcie procesu. Dokładne

dane materiałowe są również wymagane w trakcie projektowania procesu. Ograniczenia

odkształcalności wyznaczone w testach laboratoryjnych mogą zostać efektywnie użyte w

symulacjach komputerowych do identyfikacji obszarów problematycznych przy rozpęczaniu i ich

poprawy przed rozpoczęciem kosztownego i czasochłonnego wdrażania [2].

W celu prawidłowego wykonania procesu rozpęczania, stawia się materiałom wejściowym

w postaci odcinków rur następujące wymagania [1, 71, 70, 6, 19]:

• duży stopień odkształcalności;

• jednorodne właściwości odkształceniowe, które mogą być osiągnięte przez: a) własności

materiałowe szwu zbliżone do materiału podstawowego (spowoduje to opóźnienie w

powstawaniu przedwczesnego pękania materiału z powodu koncentracji naprężeń), b)

niską anizotropię;

• odporność na pękanie (duża wartość współczynnika wytrzymałości K);

• plastyczność (duża wartość wykładnika krzywej umocnienia n);

• proste, wolne od zadziorów, końce muszą być dostatecznie równe aby odpowiednio

uszczelnić wnętrze rury przed spadkiem ciśnienia wewnętrznego;

• dobrze wykończona powierzchnia, wolna od zarysowań w celu zmniejszenia tarcia;

• wąska tolerancja wymiarowa, w odniesieniu do średnicy i grubości ścianki, w celu

skutecznego uszczelnienia i udanego wykonania procesu.

Na odkształcenie rur w procesie rozpęczania hydromechanicznego mają wpływ następujące

czynniki:

1. parametry geometryczne: długość, promień, kąty, itd.;

2. parametry materiałowe:

a) różne grupy materiałów (stal, aluminium, itd.),

b) wartość wykładnika krzywej umocnienia n;

3. parametry procesu: ciśnienie i siła osiowa.

12

Można również zaobserwować, iż długość pomiędzy częścią rozszerzaną (wybrzuszeniem) i

końcem rury jest najbardziej wpływowym czynnikiem właściwego kształtowanie (tj. kształtowania

bez wad części rozszerzanej), tzn. większa odległość od końca rury do wybrzuszenia zwiększa

tarcie, ograniczając w ten sposób płynięcie materiału do strefy rozszerzania [7].

W przemyśle wykonywanych jest kilka rodzajów prób w celu wyznaczenia własności

materiału. Najszerzej wykorzystywany jest test na rozciąganie, wykorzystujący próbki płaskie

otrzymywane z taśmy zanim zostanie wytworzona rura. Jednak z powodu umocnienia taśmy w

trakcie kształtowania rury własności materiału zmieniają się. W tym celu wyznaczenie nowych

własności materiału sprowadza się do wykorzystania metod pozwalających na określenie własności

materiału z wyrobu gotowego, jakim jest rura. Jest kilka testów pozwalających wyznaczyć

własności rur, np.: próba roztłaczania – według PN-EN 10233, czy próba roztłaczania pierścienia –

według PN-EN 10236. Pierwsza z nich polega na roztłaczaniu końca próbki uciętej z rury za

pomocą stożkowego trzpienia w celu osiągnięcia przez maksymalną zewnętrzną średnicę

roztłaczanej rury wartości określonej w odpowiednich normach wyrobu, przy równoczesnym

sprawdzeniu czy powierzchnia zewnętrzna wyrobu jest wolna od wad. Próbę drugą wykonuje się na

odciętym z końca rury pierścieniu, za pomocą trzpienia stożkowego aż do rozerwania lub do

momentu osiągnięcia przez pierścień wartości roztłaczania, określonej w odpowiedniej normie.

Próba ma na celu wykrycie wad na powierzchni zewnętrznej oraz w ściance rury.

Chociaż testy te mogą dostarczyć pewnych informacji o wydłużeniu rury, są ograniczone w

swoim użyciu z powodu tarcia, jakie jest generowane w takcie próby na powierzchni styku rury i

narzędzia bryłowego. Do celów eksperymentalnych wystarczającym jest użycie własności

materiałowych wynikających z próby rozciągania próbek płaskich otrzymanych z taśmy

przeznaczonej na rury [2, 57].

2.3.2. Zaplecze technologiczne

Podczas rozpęczania hydromechanicznego ciśnienie wewnętrzne za pośrednictwem

czynnika rozpęczającego działa na ścianki wewnętrzne elementu rurowego. Aby wytworzyć

odpowiednie ciśnienie potrzebne do wykonania procesu, należy zaprojektować odpowiednie

systemy ciśnieniowe składające się z pomp, wzmacniaczy i zaworów sterujących oraz zapewnić

odpowiedni nacisk pras hydraulicznych i stempli osiowych. Głównym zadanie prasy hydraulicznej

jest dostarczenie sił potrzebnych do zamknięcia matryc celem wykluczenia odkształceń sprężystych

oraz ich rozdzielenia. Dodatkowe urządzenia potrzebne do wykonania procesu to cylindry osiowe

potrzebne do przemieszczenia stempli oraz pompy ciśnienia. Matryce powinny być wykonane ze

stali o określonej twardości i odpowiedniej specyfikacji powierzchniowej. W zależności od

zastosowanych metod kształtowania lub kształtu elementów rurowych, systemy te muszą

13

zapewniać ciśnienie w zakresie od 50 aż do 1000 MPa, nacisk pras w zakresie od 70 do 80 MN, jak

również generować siły większe od 7000 kN dla stempli osiowych. Produkcja skomplikowanych

elementów rurowych o znacznej grubości ścianki (np. przy produkcji elementów zawieszenia)

wymaga zastosowania zarówno większych ciśnień jak i większego nacisku pras. Prędkość

przepływu cieczy powinna osiągać 50 l/min w celu uzyskania krótkiego czasu cyklu. Z powodu

dużych wartości ciśnienia cieczy panujących w trakcie procesu matryce i wkładki muszą być

wykonane z materiału o odpowiedniej twardości aby zminimalizować ugięcie i odchylenie od

tolerancji wymiarowych. Dodatkowo powierzchnia styku matrycy z odcinkiem rury musi być

gładka i wypolerowana w celu zminimalizowania sił tarcia. W celu poprawy tempa produkcji,

używane są wielokrotne wzmacniacze ciśnienia skracające cykl i wyrównujące czas tracony w

przypadku szybkiego zwiększenia ciśnienia, wymaganego przy rozpęczaniu danego elementu. Jeśli

w warunkach przemysłowych jest to możliwe zalecane jest użycie takich ciśnień cieczy

rozpęczającej, aby zmniejszyć do minimum naciski pras. Dzięki temu nakłady finansowe również

ulegną pomniejszeniu [1, 25, 71, 9, 77].

Obecnie nowoczesne maszyny posiadają niezależną kontrole przemieszczenia osiowego

stempli i ciśnienia wewnętrznego, co znacząco podwyższa zdolność procesu do prawidłowego

kształtowania materiału [20].

2.3.3. Kontrola i parametry siłowe procesu

Producenci i projektanci zawsze starają się opracować trajektorie obciążenia, która pozwala

uzyskać optymalny produkt końcowy. Celem kontroli procesu jest osiągnięcie w końcowej fazie

rozpęczania dokładnego odwzorowania wykroju wewnętrznego narzędzia, przy jednoczesnym

zachowaniu określonego rozkładu grubości ścianki. Chociaż odwzorowanie wykroju wewnętrznego

narzędzia może być zwykle osiągnięte przez odpowiednio wysokie ciśnienie wewnętrzne w

końcowej fazie procesu, objętość rury wymaga utrzymania jej początkowej grubości ścianki.

Zwykle stan taki nie może być osiągnięty, co w konsekwencji prowadzi do wystąpienia wady w

postaci pęknięcia ścianki. Oznacza to, że zmniejszenie grubości ścianki jest nieuniknione [23, 24].

Niskie naprężenia szczątkowe, dobra powierzchnia końcowa i jednorodny rozkład grubości ścianki,

są pożądanymi własnościami elementów gotowych. Chociaż czynniki te są uzależnione od użytych

materiałów i ich własności, są również funkcją parametrów procesu i warunków obciążenia.

Dwoma głównymi parametrami procesu, których określenia przysparza znacznych trudności

jest ciśnienie wewnętrzne i siła osiowa. Zależność pomiędzy tymi dwoma parametrami można

opisać na przykładzie schematu zobrazowanego na Rys. 7. Zbyt duża lub mała wartość

któregokolwiek z nich objawia się powstaniem wady, która dyskwalifikuje przydatność elementu

14

gotowego. Powstawanie wad oraz zapobieganie im zostanie dokładnie omówione w dalszej części

rozprawy.

Rys. 7. Warunki siłowe procesu rozpęczania [33].

Jak już wspomniano podczas projektowania procesu konieczne jest ustalenie parametrów

pozwalających na uzyskanie elementu nie zawierającą wad, mającego minimalną zmianę grubości

ścianki. Jednocześnie naprężenia rzeczywiste w trakcie procesu muszą znajdować się poniżej

wartości naprężeń granicznych. Kolejnym warunkiem jest osiągnięcie jak największej wysokości

króćca, która jest wprost proporcjonalna do kontrolowanej objętości elementu. Króciec powinien

mieć nie tylko maksymalną możliwą wysokość, lecz również mały promień naroża, co zwiększa w

ten sposób jego maksymalną wysokość, mierzoną po odcięciu czaszy. W celu otrzymania

jednorodnego rozkładu grubości ścianki rozpęczanego elementu, największe przemieszczenie

osiowe powinno odbywać się po przemieszczeniu materiału do strefy odkształcenia [8, 18].

W odróżnieniu od innym procesów obróbki plastycznej, w trakcie procesu rozpęczania

hydromechanicznego w wyniku działania sił osiowych (spęczających) i ciśnienia cieczy następuje

promieniowe przemieszczenie materiału z rurowej części trójnika w króciec. Stany naprężeń i

odkształceń dla czterech charakterystycznych stref trójnika zobrazowano na Rys. 8,

wg J. Chałupczaka.

15

Rys. 8. Rozkład naprężeń i odkształceń dla różnych stref w trakcie rozpęczania trójnika;

1 – stempel, 2 – matryca, 3 – trójnik [41].

Autorzy prac [41, 45] rozpatrują rozkłady naprężeń w czterech charakterystycznych strefach

rozpęczanego trójnika skośnego, który jest zasadniczo taki sam jak dla przypadku trójnika

skośnego. W tym celu przyjęto dwa walcowe układy współrzędnych z osiami z i z1. Przy takich

założeniach rozpatrywany punkt znajdujący się w korpusie trójnika posiada współrzędną z, kąt θ i

promień r, natomiast punk będący w króćcu posiada odpowiednio z1, θ1, r1. W cylindrycznej części

korpusu trójnika na długości od powierzchni styku materiału ze stemplem do miejsca przejścia w

króciec (strefa I na Rys. 8) istnieje stan naprężeń odpowiadający trójosiowemu nierównomiernemu

ściskaniu oraz trójosiowy stan odkształceń. Jak wynika z Rys. 8 w miejscu tym wszystkie trzy

naprężenia σθ, σz, σr są naprężeniami ściskającymi. Naprężenie osiowe σz jest wynikiem siły osiowej

spęczającej F, która działa na powierzchnie czołowe rozpęczanej rury. Naprężenie σr działa w

kierunku normalnym do korpusu i pochodzi od ciśnienia wewnętrznego cieczy. Ściskające

naprężenie obwodowe σθ powstaje w wyniku spęczania korpusu wewnątrz sprężystego wykroju

matrycy, w której zwiększanie średnicy zewnętrznej korpusu jest niemożliwe.

W środkowej części trójnika (strefa II), gdzie przecinają się dwie cylindryczne

powierzchnie, korpus i króciec, w wyniku przyjęcia dwóch różnych układów współrzędnych z, θ, r i

z1, θ1, r1, następuje zmiana działających naprężeń. Na długości korpusu trójnika obwodowe

naprężenie σθ nie jest stałe pod względem wartości, a ponadto przy przejściu ze strefy II w I

16

zmienia swój znak z rozciągających na ściskające. Oprócz rozciągających obwodowych naprężeń σθ

w strefie II działają ściskające naprężenia σz i σr.

Jeśli chodzi o strefę króćca to, naprężenia obwodowe σθ są zawsze rozciągające. Stan

naprężenia materiału na czaszy króćca charakteryzuje się dwoma rozciągającymi naprężeniami σθ1 i

σr1 oraz jednym ściskającym σz1. W trakcie rozpęczania naprężenia wzdłużne σz do momentu

inicjacji odkształcenia króćca są ściskające, natomiast w dalszej fazie zwiększania wysokości

króćca naprężenia wzdłużne są rozciągające [36, 41]. Maksymalne naprężenia rzeczywiste są

wywoływane na narożach matrycy. Spowodowane są dodatkowymi naprężeniami zginającymi

powstającymi w narożach trójnika [18].

Autorzy pracy [41] przy wyprowadzeniu wzorów na naprężenia σθ, σz i σr wykorzystali

metodę energetyczną, przyjęli trójosiowy stan odkształceń oraz uwzględnili tarcie na powierzchni

styku materiału z wykrojem matrycy. Przyjęto natomiast następujące uproszczenia:

• nie rozpatrywano oddziaływania części środkowej trójnika na zmiany naprężeń w

przyjętej długości korpusu,

• pominięto tarcie na styku powierzchni czołowej korpusu z powierzchnią czołową stempla,

• odkształcenia na rozpatrywanej długości korpusu są równomierne i proporcjonalne.

Po uwzględnieniu powyższych założeń wzory na naprężenia przyjmują postać [41]:

- naprężenie promieniowe:

( )( ) p

rr

lArrrArrra

w

p

zw

zw

w

pr −+

++

+−= lnln

13 222

222 μσεσ

σ , (1)

- naprężenie osiowe:

( )( ) p

rr

lArrrArrra

w

p

zw

zw

wpz −+

++

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+

+−= lnln13

11 222

222 μσε

σσ , (2)

- naprężenie obwodowe:

( )( ) ( )

prr

lrrArrr

Arrra

w

p

wwz

zw

zw

w

p −+

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡+−+

+++

+−= ln

131

2ln13

2

2222

222 μσ

εεεσ

σθ , (3)

- naprężenia promieniowe na powierzchni styku metalu z wykrojem matrycy obliczono z

zależności (1), po podstawieniu r=rz:

( ) prr

lArArra

w

zp

w

zw

w

pk −+

++

+−= ln

1ln

13 2

22 μσεσ

σ , (4)

17

gdzie: w

wA

ε

ε

−

+=

131

, (5)

0

0

lll

w−

=ε . (6)

W pracach [3, 7, 9, 41, 43] autorzy opisują sposoby wyznaczania ciśnienia wewnętrznego

oraz siły, konieczne do poprawnego rozpęczania trójnika. Używając teorii błonowej

(wyidealizowany bardzo cienki element, w którym pominięte zostały zmiany parametrów

mechanicznych, cieplnych i fizycznych na grubości materiału [21]) i oznaczeń jak na Rys. 9,

ciśnienie wewnętrzne w odcinku rury cienkościennej może być powiązane z naprężeniami

obwodowym i osiowym:

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡+=

21 ρσ

ρσθ z

gp . (7)

W przypadku rury cylindrycznej, promienie krzywizn w kierunku obwodowym i osiowym są

następujące: ρ1=rθ, ρ2=rz=∞. Podstawiając powyższe równania do wcześniejszego wzoru,

otrzymujemy:

θθσ r

gp = . (8)

Rys. 9. Naprężenia działające na rurę cienkościenną rozpęczaną pod działaniem

ciśnienia wewnętrznego i siły osiowej.

Ciśnienie konieczne do zainicjowania odkształcenia plastycznego w trójniku skośnym

wyrażone jest wzorem (9) i zależy od: umownej granicy plastyczności, grubości początkowej

ścianki i średnicy zewnętrznej rury. Natomiast maksymalne ciśnienie rozpęczania (10) jest

wartością ciśnienia, które jeszcze nie powoduje rozerwania czaszy króćca. Zależy ono od:

wytrzymałości materiału na rozciąganie, grubości początkowej ścianki rury i średnicy króćca.

0

0min

2gDgRp e

−= (9)

18

0

0max 2

4gr

gRpk

m

−= (10)

Podsumowując, wartość ciśnienia wewnętrznego powinna być odpowiednio niska, aby nie

generować niestabilności powodujących przewężenie ścianki, co w konsekwencji może prowadzić

do pęknięć materiału, oraz odpowiednio wysoka, aby:

• zapobiec wygięciu rury spowodowanego nadmierną ściskającą siłą osiową w początkowej

fazie procesu;

• zainicjować odkształcenie ścianki rury w początkowej fazie procesu;

• ukształtować materiał do złożonego wykroju wewnętrznego matrycy (np. naroża);

• nie powodować żadnych pofałdowań ścianki rury w trakcie etapu pośredniego

kształtowania z powodu nadmiernej siły osiowej.

W celu skompensowania pocienienia w obszarze rozszerzania spowodowanego ciśnieniem

wewnętrznym, należy zastosować ściskającą siłę osiową przyłożoną do końców rury, w celu

przemieszczenie materiału do obszaru rozszerzania. Siła przyłożona jest do końców rury za

pośrednictwem stempli zaprojektowanych tak, aby jednocześnie uszczelniały jej wnętrze. Siła w

trakcie procesu powinna być skoordynowana z zastosowanym ciśnieniem wewnętrznym i innymi

siłami jak również mieć wystarczającą wartość do:

• przeciwdziałania ciśnieniu wewnątrz rury w początkowej fazie procesu;

• przezwyciężenia tarcia pomiędzy rurą i matrycą;

• odkształcenia plastycznego ścianek rury.

Spełnienie wszystkich powyższych wymagań technologicznych prowadzi ostatecznie do

wytworzenia elementu gotowego charakteryzującego się określonymi tolerancjami wymiarowymi i

nie zawierającego wad technologicznych.

Typowe warunki występujące w trakcie procesu rozpęczania rury pod działaniem sił

osiowych i ciśnienia wewnętrznego przedstawia Rys. 10. Zarówno krajowe [41, 43, 44], jak i

zagraniczne [9, 34, 61] grupy badawcze określają wartość siły nacisku F działającej w trakcie

procesu jako sumę trzech składowych sił:

• reakcji ciśnienia wewnętrznego na stempel (siła uszczelniająca w trakcie procesu)

prF wp2π= ; (11)

• koniecznej do pokonania sił tarcia występujących na powierzchni styku

przemieszczającego się metalu po wykroju matrycy

19

( ) ⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡+

++

+−

= pAr

ArrrlrFw

zw

w

pkzt 1

ln132

22 2

22

εσ

πμ ; (12)

• koniecznej do spęczania korpusu trójnika (siła kształtująca)

( ) ( )⎥⎦⎤

⎢⎣

⎡+

++

++−=Ar

ArrpggDFw

zw

w

ppk 1

ln132

)( 2

22

11 εσ

σπ . (13)

Rys. 10. Siły osiowe działające w typowym procesie rozpęczania elementu rurowego:

1) – stempel; 2) – rura; 3) – matryca.

Z równowagi sił dla Rys. 10 wynika, iż całkowita siła osiowa jaką należy zadziałać na

stempel osiowy jest następująca:

( ) ( ) ( ) prpAr

ArrrlrAr

ArrpggDF ww

zw

w

pkw

w

zw

w

pp

22

22

2

22

11 1ln

13222

1ln

132)( π

εσ

πμεσ

σπ +⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡+

++

+−

+⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡+

++

++−= (14)

Autorzy pracy [44] wartości odkształceń i naprężenia uplastyczniającego σp podali jako:

( )wz εε −= 1ln (15)

w

wwr

z

rr

ε

εεθ −

−=

1

1ln

21 (16)

( )θεεε +−= zr (17)

( )222

32

rz εεεε θ ++= (18)

np Kεσ = (19)

gdzie: ( )θεε +−= zgg 01 . (20)

Droga obciążenia odpowiadająca ciśnieniu wewnętrznemu i ściskającej sile osiowej

przedstawiona jest na Rys. 11. γ=-1, γ=0, α=0 i α=1 reprezentują drogi obciążenia odpowiednio

20

dla: czystego ścinania, płaskiego stanu odkształcenia, jednoosiowego rozciągania i dwuosiowego

stanu rozciągania [61]. Wartości γ i α wynoszą odpowiednio:

θεεγ

dd z= , (21)

θσσα

dd z= . (22)

Rys. 11. Droga obciążenia w miejscu płynięcia materiału.

W jednej z prac [36] autorzy wykonali symulacje numeryczne w celu przebadania wpływu

ciśnienia wewnętrznego, połączenia ciśnienia wewnętrznego z przemieszczeniem osiowym stempli,

tarcia i grubości ścianki rury na kształtowanie czwórnika. Jak wynika z wykonanych doświadczeń,

zastosowanie ciśnienia wewnętrznego bez przemieszczenia stempli osiowych objawia się

nadmiernym pocienieniem czaszy króćca. W pracach [34, 42] autorzy przedstawiają symulacje

numeryczne i doświadczenia eksperymentalne trójnika dla różnych wartości przyrostu prędkości

ciśnienia wewnętrznego. W przypadku mniejszej wartości przyrostu prędkości osiągnięto mniejsze

wartości rozkładu intensywności naprężeń i bardziej równomierny rozkład odkształceń w

porównaniu do przypadku odwrotnego. Warunki takie przyczyniają się do łatwiejszego

przemieszczenia materiału do strefy rozszerzania co umożliwia osiągnięcie większej wysokości

króćca. Wartości ciśnienia, które powodują mniejszy nacisk na powierzchnię wewnętrzną

rozpęczanego elementu powodują ułatwione kształtowanie materiału, ponieważ generowane siły

tarcia na powierzchni styku rozpęczanego elementu i wykroju wewnętrznego matrycy mają

znacznie mniejsze wartości.

2.3.4. Dobór smarów i generowane siły tarcia

Smary i warunki tarcia w procesie rozpęczania odgrywają ogromną rolę szczególnie w

elementach gdzie jednocześnie wymagane jest przemieszczenie osiowe, co ma miejsce przy

21

rozpęczaniu trójnika. W takich przypadkach smary są używane do zmniejszenia tarcia ślizgowego i

zapobiegają zakleszczaniu oraz zacieraniu się elementów rozpęczanych. Zmniejszają również

zużycie narzędzi, siły osiowe i możliwość powstania wady w elemencie [1]. Tak szybko jak tylko

powierzchnia rury będzie w kontakcie z matrycą generowane jest tarcie i w zależności od jego

poziomu, rozkład odkształcenia przestaje być równomierny. W celu równomiernego rozłożenia

materiału w wewnętrznym wykroju matrycy, tarcie powinno być na tyle małe, by umożliwić

przemieszczenie materiału do strefy odkształcenia. Przy odpowiednich środkach poślizgowych

uzyskuje się bardziej płaską czaszę króćca, co jednocześnie wskazuje na łatwiejsze przemieszczanie

materiału do strefy odkształcenia [2].

Głównymi parametrami wpływającymi na warunki trybologii w trakcie rozpęczania są:

środek poślizgowy, materiał rury (tj. struktura powierzchni i granica plastyczności), powierzchnia

matrycy (tj. wykończenie powierzchni, twardość i obróbka powierzchni, powlekanie) oraz wpływ

linii podziału matrycy (w kierunku poprzecznym i wzdłużnym) na proces kształtowania [1]. Przy

doborze odpowiedniego smarowania uwzględniane są następujące parametry procesu: ciśnienie

wewnętrzne, prędkość poślizgu i długość obszaru, na którym działają siły tarcia. Środki te powinny

być dobierane w oparciu o następujące kryteria [2]:

• smarowność, aby zmniejszyć tarcie ślizgowe pomiędzy narzędziem i powierzchnią rury;

• trwałość pod wysokim ciśnieniem dochodzącym nawet do 600MPa co pozwala

zapobiegać przywieraniu i zacieraniu powierzchni;

• minimum ścierności w celu zmniejszenia zużycia powierzchni;

• wymagania środowiskowe;

• łatwość nakładania i usuwania (zmywania);

• koszty;

• brak zanieczyszczeń.

Dostępnych jest kilka rodzajów środków poślizgowych: smary stałe (głównie bazujące na

MoS2 i polimerze), smary wilgotne (oleje i emulsje) oraz pasty, woski czy mydła [1]. Każda z tych

grup ma swoje wady i zalety w zależności od zastosowania, nakładania czy kosztów. Dodatkowo

smary nie powinny zawierać żadnych składników zanieczyszczających [91]. Doświadczenie

wykonywane przez [12] wykazały, że zastosowanie odpowiednich smarów ma znaczący wpływ na

proces rozpęczania.

Jeśli ciśnienie wewnętrzne wzrasta, obszar kontaktowy zwiększa się, co może spowodować

przyklejanie się materiału. Z tego powodu do opisu sił tarcia przy zmiennych warunkach

ciśnieniowych mogą być wykorzystywane różne prawa tarcia. Dla niskich zakresów ciśnień może

22

zostać użyte tarcie Coulomba. Zgodnie z prawem tarcia Coulomba, naprężenie styczne τ (cierne)

jest proporcjonalne do naprężenia (nacisku) normalnego σn na powierzchni (równanie 23). Stała

proporcjonalności nosi nazwę współczynnika tarcia μ. Jeśli ciśnienie na styku materiału z

narzędziem jest zbliżone do naprężenia uplastyczniającego materiału rozpęczanego, nie może być

użyty model tarcia Coulomba. Konieczne jest w takim przypadku wykorzystanie modelu naprężenia

ścinającego, w którym to naprężenie styczne τ na powierzchni styku materiału z narzędziem jest

proporcjonalne do naprężenia uplastyczniającego σp (równanie 24). Stała proporcjonalności nosi

nazwę czynnika tarcia m [2, 56].

nστμ = (23)

p

mστ3= (24)

Z punktu widzenia tarcia w procesie rozpęczania jest możliwość zidentyfikowania trzech

stref: prowadzącej, przejściowej i rozszerzania, Rys. 12. Każda z tych stref ma różne odkształcenia i

własności cierne [32].

• W strefie prowadzenia materiał posiada dużą prędkość poślizgu, nie jest odkształcany,

jednak jest wpychany do strefy odkształcenia przez zastosowanie ciśnienia wewnętrznego

i siły przyłożone do stempli osiowych.

• Strefa przejścia powoduje: rozszerzanie lub zmniejszanie powierzchni, obniżenie

prędkości poślizgu w porównaniu do strefy prowadzenia, naprężenia są pomiędzy

osiowymi ściskającymi a rozciągającymi obwodowymi.

• Rozszerzanie występuje w obszarze kalibrowania materiału do wykroju wewnętrznego

matrycy. Występuje trójosiowy stan odkształceń. Naprężenia rozciągające są dominujące

w kierunkach osiowym i obwodowym, prędkość poślizgu jest mała, natomiast

zwiększenie powierzchni jest znaczne.

Rys. 12. Strefy tarcia przy rozpęczaniu trójnika.

23

2.3.5. Czynniki rozpęczające

Czynnikiem aktywnym stosowanym do rozpęczania wewnątrz rury może być: ciecz (np. olej

hydrauliczny, woda z dodatkiem czynnika antykorozyjnego), gaz, elastomer (np. guma, uretan) lub

metal miękki o niskiej temperaturze topnienia (np. ołów – jego użycie pozwala na zwiększenie

wysokości końcowej króćca przy jednoczesnym zmniejszeniu pocienienia czaszy oraz zmniejszeniu

naprężeń w materiale) [34, 38-69].

2.4. Wady fizyczne i ograniczenia procesu

Procesy rozpęczania hydromechanicznego są szczególnie skomplikowane pod względem

stanu naprężeń i odkształceń, dlatego ich zoptymalizowanie wymaga określenia warunków, w

których materiał może ulec zniszczeniu. Tryb niestabilności, który ogranicza stopień

odkształcalności w procesie rozpęczania, powstaje, gdy stan naprężeń i odkształceń w elemencie

rozpęczanym osiągnie poziom, przy którym nie może być zachowana równowaga pomiędzy siłami

zewnętrznymi a wewnętrznym oporem materiału (tj. wytrzymałością materiału). Najczęściej

występującymi wadami w trakcie procesu są pęknięcia, fałdy bądź wyboczenie rozpęczanych

elementów [9, 48].

Różne przyczyny powstawania wad podczas rozpęczania powodowane są:

• złą zależnością ciśnienia wewnętrznego do siły osiowej;

• nierównomiernym przyłożeniem siły do końców rozpęczanego elementu (rury);

• zamknięciem cieczy pomiędzy powierzchnią matrycy a elementem rozpęczanym;

• źle dobranym promieniem naroży matrycy;

• brakiem precyzyjnego wyrównania osiowego pomiędzy matrycą, przedmiotem

obrabianym i stemplem.

Wynikiem tego parametry, które muszą być szczególnie uwzględnione w fazie projektowania

to [34]:

• kontrola ciśnienia wewnętrznego i sił osiowych;

• idealne wyrównanie zastosowanej siły osiowej;

• odpowiedni drenaż powierzchni matrycy;

• optymalne promienie naroży matrycy;

• dokładna współosiowość stempli, odcinka rury i matrycy.

2.4.1. Wyboczenia

Występowanie tego rodzaju wad nie jest możliwe w przypadku rozpęczania elementów w

matrycach zamkniętych, czyli m. in. trójników. Jednak omawiając defekty występujące w trakcie

24

różnych procesów rozpęczania stosownym jest wspomnieć o możliwości wystąpienia również i

takiej wady. Wyboczenie zachodzi w początkowej fazie procesu na całej długości odcinka rury w

wyniku nadmiernej siły osiowej działającej na rurę, gdy poziom odkształceń jest bardzo mały oraz

osiowe naprężenia ściskające w rozpęczanym elemencie przewyższają wytrzymałość materiału. Jest

obserwowane zazwyczaj przy długich rurach ze względnie grubą ścianką (niski stosunek r0/g0),

Rys. 13. Do wyjaśnienia tego rodzaju wad stosowana jest analiza wyboczenia słupa z kilkoma

założeniami:

a zachowanie materiału jest liniowo sprężyste;

b element ma taki sam przekrój poprzeczny na całej długości;

c obciążenie jest centryczne i jednorodne.

Rys. 13. Wada w postaci wyboczenia

Autorzy w pracy [9] podają, iż obciążenie krytyczne, przy którym występuje niestabilność

sprężysta jest określone jako obciążenie Eulera:

2

2

LEICFkr

π= . (25)

Po podstawieniu momentu bezwładności jako:

π03

0 grI = , (26)

otrzymujemy:

02

303 g

LrECFkr π= . (27)

25

Z zależności wynika, iż dłuższy odcinek rury jest bardziej podatny na wyboczenia. Dla przykładu

odcinek rury zamocowany z obu końców przyjmuje wartość parametru C=4. W podobny sposób

można zapisać naprężenie krytyczne wyboczenia: 2

0

0

0

2

2⎟⎠⎞

⎜⎝⎛

−==

LrE

rgC

SFkr

krπσ , (28)

gdzie: ( )000 2 grgS −=π . (29)

2.4.2. Pofałdowania

Kolejną, możliwą do zaobserwowania wadą jest pofałdowanie (Rys. 14), powstające w

początkowej i pośredniej fazie procesu rozpęczania, kiedy materiał jest w stanie płaskiego

ściskania. Inicjacja i zwiększenie pofałdowania wywoływane jest kilkoma czynnikami: stosunkiem

naprężeń, własnościami mechanicznymi, kształtem przedmiotu rozpęczanego i warunkami tarcia

[77]. Chociaż powodem fałdowania jest również nadmierne osiowe ściskanie, sposób jego

powstawania jest nieco inny i uzależniony od wymiarów geometrycznych elementu rurowego.

Fałdowanie powstaje zarówno dla długich jak i krótkich odcinków rur ze stosunkowo cienką

ścianką (niski stosunek g0/r0).

Rys. 14. Pofałdowanie ścianki rury.

Inicjowane jest osiowymi, ściskającymi naprężeniami krytycznymi, które mogą być zapisane

jako:

( ) 0

0213

1rgEkr

νσ

−⋅= . (30)

26

Równanie wskazuje, że krytyczne osiowe naprężenie ściskające dla przypadku pofałdowania

jest uzależnione od modułu sprężystości E, współczynnika Poissona υ, promienia r0 i grubości g0

ścianki rury. Jak łatwo zauważyć model nie bierze pod uwagę wpływu długości elementu a tylko

promień i grubość ścianki. Dla rur stalowych współczynnik Poissona można przyjąć jako υ=0,3, co

w znacznym stopniu upraszcza równanie. Po podstawieniu wzór ma następującą postać:

0

0

32

rgEkr =σ . (31)

Jak podają autorzy pracy [9], wyliczenia te nie pokrywają się całkowicie z badaniami

doświadczalnymi. Wyniki doświadczalne są około 1 do 2/3 wartości wyliczonych. Wynikające

różnice mogą być skutkiem np. niejednorodności i anizotropii materiału, nierównomierności

obciążenia oraz niedoskonałości brzegów rur użytych w doświadczeniach.

Pofałdowanie można podzielić na trzy grupy, tj.: korzystne, całkowite i rozrywające.

Całkowite i rozrywające są wadami eliminującymi element jako przydatny, natomiast korzystne

pofałdowanie prowadzi do polepszenia odkształcalności, czego wynikiem jest element gotowy

wolny od wad. Korzystne pofałdowanie charakteryzuje się tym, że w trakcie końcowej fazy

rozpęczania zostaje usunięte i powierzchnia elementu staje się płaska. Po ukończeniu procesu nie są

wymagane dodatkowe operacje polepszające kształt wyrobu gotowego. Ten rodzaj pofałdowania

powinien w końcowej fazie procesu posiadać również odpowiednie stany naprężeń i warunki

geometryczne. Konieczne jest, aby stan naprężeń powodował ujemne odkształcenia wzdłużne, co

ma zapobiec zbytniemu zmniejszeniu grubości a nawet pękaniu ścianki rozpęczanego elementu.

Całkowite pofałdowanie zachodzi przy zbyt wysokim ciśnieniu wewnętrznym i w trakcie

kalibrowania nie może być zniwelowane do formy płaskiej (pozostaje pofałdowanie na obwodzie

elementu). Rozrywające fałdowanie jest zapoczątkowane przy mniejszym ciśnieniu wewnętrznym,

powstaje w fazie końcowej rozpęczania i jest zlokalizowane w części dolnej fałdy [68].

Zarówno pofałdowaniu jak i wyboczeniu można zapobiegać przez zwiększenie ciśnienia

wewnętrznego, które podtrzymuje odcinek rury od wewnątrz. Autorzy pracy [22] wyznaczają w

przybliżeniu poziom ciśnienia wewnętrznego pimin., konieczny do zachowania stabilności

rozpęczanego elementu, z poniższego równania: 2

.min 2 ⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=

fgp pi σ , (32)

gdzie: g – grubość ścianki, f – wysokość fałdy.

27

2.4.3. Pęknięcia

Pękanie jest zjawiskiem niestabilności rozpęczania hydromechanicznego rur, w trakcie

którego utrzymanie ciśnienia wewnętrznego jest niemożliwe, Rys. 15.

Rys. 15. Pęknięcie ścianki rozpęczanego elementu.

W odróżnieniu do wyboczenia czy pofałdowania, pęknięcie jest wadą nie do odzyskania.

Wynika z przewężenia spowodowanego lokalną niestabilnością pod wpływem wysokich sił

rozciągających, powstających na skutek zbyt wysokiego ciśnienia wewnętrznego. Następuje po

osiągnięciu średniego poziomu rozszerzania, tj. dla r1/r0>1,4. Powstanie pęknięcia zależy od kilku

parametrów procesu: ciśnienia wewnętrznego, przemieszczenia stempli oraz własności materiału.

Jeśli przewężenie zostanie wykryte przedwcześnie, można zapobiec pęknięciu przez zmianę

parametrów procesu. Niebezpieczeństwo pęknięcia można zmniejszyć prowadząc proces w taki

sposób, by czasza króćca była ułożona naprzeciw matrycy najpóźniej przed rozpoczęciem

przewężenia. Najbardziej popularna metoda wykrywania przewężenia bazuje na rzeczywistym

stanie odkształcenia i wykresie odkształceń granicznych [9, 64-67, 77].

2.4.4. Zmiana grubości rozpęczanego elementu

Rozszerzanie odcinka rury do wewnętrznego wykroju matrycy powoduje lokalne

pocienienie. Jak już wspomniano jeśli stopień rozszerzania osiągnie wartość graniczną materiału,

powstaje przewężenie a następnie w miejscu tym następuje pęknięcie. Jest to jedna z powszechnych

wad, której należy przeciwdziałać w trakcie rozpęczania. Dlatego, dla odpowiednich wymiarów

konieczne jest przewidywanie pocienienia (lub końcowej grubości) ścianki rury jako funkcji

28

ciśnienia wewnętrznego, początkowej średnicy i grubości. Grubość zmienia się lokalnie w

zależności od miejscowego tarcia, ułożenia elementu i odległości od końców. Pogrubienie ma

miejsce na krawędzi elementu z powodu siły ściskającej pochodzącej od przemieszczenia stempli

osiowych. Własności materiału, takie jak plastyczność lub wydłużenie, mają duży wpływ na

pocienienie. Opis wyprowadzenia zależności na grubość końcową ścianki elementu przedstawiony

jest w pracy [9]. Równanie (38) oznacza, że grubość końcowa będzie zależna od średniego

początkowego i końcowego promienia, początkowej grubości ścianki i stosunku naprężenia

wzdłużnego do obwodowego.

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡+⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−=

kśr

śr

kśr

śr

rra

rrgg

.

.

.

.0 1 (38)

Aby w trakcie rozpęczania zapobiec pocienieniu, stosunek wartość a=-1. Osiągnięcie

zbliżonego rezultatu może nastąpić przez odpowiednie przemieszczenie osiowe i promień króćca.

Jest to najważniejszy cel, do jakiego należy dążyć w trakcie kształtowania trójnika.

2.5. Końcowe wymagania procesu

Ponieważ rozpęczanie jest coraz szerzej używane, ważnych jest kilka zagadnień, które

muszą być rozpatrzone w celu zwiększonego wdrożenia tej technologii w praktyce przemysłowej.

Niektóre z tych zagadnień zawierają [2]:

a) przygotowanie rur (dobór materiału, jakość rur wejściowych),

b) projekt wstępnego kształtowania i metoda produkcyjna,

c) projekt elementu dla rozpęczania,

d) spawanie i składanie rozpęczonych elementów (mocowanie i łączenie),

e) wykonywanie testów niszczących i sztywności połączeń,

f) dobór smarów, które nie spowodują uszkodzenia przy wysokim ciśnieniu,

g) szybki rozwój procesu.

29

3. Teza i cel pracy

W pracy podjęto się badań procesu rozpęczania trójników skośnych, wykonanych ze stali

niestopowej oraz odpornej na korozję-ferrytycznej. Te ostanie coraz częściej znajdują zastosowanie

przy produkcji kolektorów samochodowych w układach wydechowych, zastępując z powodzeniem

dotychczas stosowane elementy, które były wytwarzane metodami konwencjonalnymi, przez gięcie

i spawanie.

Na podstawie wstępnych rezultatów prac autora [49-55] dotyczących badań zmian

parametrów technologicznych i geometrycznych trójników i innych elementów rozpęczanych

hydromechanicznie z wykorzystaniem metod numerycznych i przeglądu literaturowego,

sformułowano następującą tezę pracy:

Modelowanie komputerowe i badania doświadczalne umożliwią określenie racjonalnych

parametrów kształtowania wybranego elementu rurowego metodą rozpęczania

hydromechanicznego. Pomogą również poznać proces z punktu widzenia wpływu parametrów

geometrycznych narzędzi i procesu na rozkład odkształceń i naprężeń.

Udowodnienie przyjętej tezy oparto o teoretyczne i numeryczne obliczenia określonych

parametrów oraz weryfikację doświadczalną analizowanego procesu.

Elementami wyjściowymi do badań zarówno teoretycznych jak doświadczalnych są odcinki

rur zarówno ze szwem jak i bez szwu, wykonane ze stali o określonych własnościach, które zostały

wyznaczone w trakcie badań laboratoryjnych. Próby rozciągania wykonywane były zarówno dla

taśmy stosowanej na rury zgrzewane, jak i dla samych rur.

Analiza teoretyczne procesu rozpęczania hydromechanicznego wykonywane były zarówno

w oparciu o metodę elementów skończonych, która jest wykorzystana w kodzie komercyjnego

programu ABAQUS/CAE, jak również w oparciu o równania analityczne zawarte w rozprawie.

Analizowane są:

• rozkłady naprężeń;

• rozkłady odkształceń;

• zmiany grubości ścianki rozpęczanego elementu;

• siły osiowe spęczające oraz ciśnienie wewnętrzne.

Obliczenia teoretyczne i numeryczne procesu rozpęczania zostały zweryfikowane badaniami

doświadczalnymi dla różnych zakresów ciśnienia wewnętrznego i siły osiowej spęczającej. Do

30

badań doświadczalnych użyto rury wykonane z czterech gatunków stali o zmiennej grubości

ścianki. Wszystkie badania doświadczalne wykonywane są na odpowiednio przygotowanym

stanowisku badawczym.

Celem naukowym powyższej rozprawy jest zarówno opracowanie racjonalnych parametrów

kształtowania (ciśnienia wewnętrznego i siły spęczającej) w połączeniu ze zróżnicowanymi

własności wytrzymałościowymi i plastycznymi rozpatrywanych stali wpływającymi na proces

rozpęczania trójnika, jak również określenie przydatności badanych gatunków stali stopowych i

niestopowych w procesie rozpęczania hydromechanicznego. Pozwoli to na wykonanie trójnika

skośnego nie zawierającego wad technologicznych i mającego odpowiednią wytrzymałość oraz

dopuszczalne zmiany grubości, co wpłynie w przyszłości na jego zastosowanie jako elementu

składowego rzeczywistych układów wydechowych samochodów osobowych.

31

4. Obliczenia numeryczne procesu rozpęczania

Dynamiczny rozwój oprogramowania i mocy obliczeniowej komputerów spowodował, iż

metody numeryczne w modelowaniu procesów przeróbki plastycznej znalazły szerokie

zastosowanie począwszy od lat sześćdziesiątych ubiegłego stulecia. W latach siedemdziesiątych

rozpoczął się szybki rozwój metody elementów skończonych, która stała się podstawowym

narzędziem do komputerowych symulacji procesów przeróbki plastycznej. W porównaniu do

innych metod obliczeniowych, jakimi są: metoda wariacyjna, różniczkowa równań równowagi czy

energetyczna, metoda elementów skończonych pozwala wierniej opisać stan rzeczywisty procesu

co przekłada się na bardziej wiarygodne wyniki, zbliżone do wyników osiąganych z badań

doświadczalnych [21, 39].

Przy rozpatrywaniu procesu rozpęczania hydromechanicznego trójników skośnych, należy

zwrócić szczególną uwagę na charakter kształtowania plastycznego, który w znacznym stopni różni

się od innych procesów. Powodowany jest on złożonym stanem naprężeń oraz warunkami

występujący w trakcie procesu kształtowania. Rozpatrując przebieg procesu, należy zwrócić uwagę

na występujące liczne zjawiska niepożądane, którymi są wspominane wcześniej wyboczenia,

pofałdowania, pęknięcia, jak również braki w odwzorowaniu wewnętrznego wykroju powierzchni

matryc. Są one ściśle związane z relacją ciśnienia wewnętrznego do siły osiowej, warunków tarcia,

własności mechanicznych materiału, itd. Prawidłowo zaprojektowany proces rozpęczania wymaga

optymalnego oszacowania zmian siły osiowej oraz wzajemnej relacji z ciśnieniem cieczy wewnątrz

rozpęczanego elementu. Modelowanie numeryczne pozwala określić optymalne parametry procesu,

dzięki czemu możliwe jest wykonanie gotowego elementu o jak największej wysokości króćca i

minimalnym pocienieniu oraz nie zawierającego wad w postaci pęknięć czy pofałdowań ścianki.

Tak oszacowane optymalne parametry procesu pozwalają zawęzić pole obciążeń, dzięki czemu

istnieje możliwość ograniczenia ilości kosztownych badań laboratoryjnych do minimum [10].

Dodatkowo dzięki wygenerowanym rozkładom naprężeń i odkształceń, wyniki symulacji

numerycznych pozwalają określić obszary szczególnie narażone na powstanie wady. Znaczącym

jest również możliwość wstępnego określenia wartości sił spęczających i ciśnienia wewnętrznego,

co jest niezwykle przydatne w trakcie wykonywanie prób laboratoryjnych.

Użycie metody elementów skończonych do symulacji procesów rozpęczania

hydromechanicznego rur jest obecnie standardowo rozwijanym narzędziem, wykorzystywanym w

wielu komercyjnych programach. Programy, które są najczęściej wykorzystywane do tego rodzaju

zastosowań to: LS-DYNA, PAM-STAMP, ABAQUS, MARC, AUTO-FORM, DEFORM, Forg 3,

itp. [1-4, 27, 36, 65].

32

Do obliczeń numerycznych wykorzystywany jest komputer dużej mocy

obliczeniowej Akademickiego Centrum Komputerowego AGH CYFRONET, komputer IBM

BladeCenter „mars”. Na komputerze tym zainstalowane są pakiety programów służących do

rozwiązywania skomplikowanych problemów inżynierskich, które pozwalają na modelowanie

złożonych procesów oraz obliczeń matematycznych. Jednym z takich programów jest ABAQUS,

którego cechą charakterystyczną jest jego modularna budowa. Jest potężnym programem

inżynierskim opartym o metodę elementów skończonych, służącym do rozwiązywania

skomplikowanych problemów inżynierskich, zarówno liniowych jak i nieliniowych, powszechnie

używany na świecie w przemyśle maszynowym, samochodowym, hutniczym, wydobywczym,

stoczniowym i lotniczym, wszędzie tam, gdzie konieczna jest rzetelna ocena wytrzymałościowa

elementów maszyn lub konstrukcji inżynierskich.

Program posiada rozszerzoną bazę bibliotek [78, 92]:

• Biblioteka elementów skończonych pozwala na modelowanie dowolnie skomplikowanych

geometrii układów i zawiera sprawdzone w praktyce i przetestowane elementy skończone.

• Biblioteka modeli materiałów pozwala na modelowanie izotropowych i anizotropowych

metali w procesach adiabatycznych i izotermicznych, dla małych i dużych prędkości

odkształceń, dla skończonych deformacji. Biblioteka materiałów zawiera także modele

przeznaczone do analizy gum, plastyków, kompozytów, zbrojonych betonów, pianek i

materiałów geotechnicznych takich jak grunty czy skały.

• Biblioteka procedur analizy oferuje możliwości analizy stanu naprężeń, odkształceń i

przemieszczeń dowolnie nieliniowych procesów jak również ustalonego i nieustalonego

przepływu ciepła, transportu masy, analizy akustyczne i piezoelektryczne.

Pozwoliło to na stworzenie możliwości łączenia dowolnych ich elementów. Użytkownik

może tworzyć dowolne kombinacje elementów skończonych, materiałów, procedur analizy i

sekwencji obciążeń.

W trakcie badań numerycznych wykonywanych w ramach powyższej rozprawy,

wykorzystywano kompletny interfejs graficzny użytkownika ABAQUS/CAE (Complex Abaqus

Environment). Przy jego pomocy możemy stworzyć model, przesłać go do obliczeń w solwerze

ABAQUS/Standard lub ABAQUS/Explicit, a później – nie opuszczając nawet środowiska

graficznego – oglądać wyniki. ABAQUS/CAE podzielony jest na moduły, z których każdy dotyczy

pewnego logicznego aspektu procesu modelowania: definiowania geometrii, definiowania

własności materiałów czy generacji siatki. [79-92].

33

Wstępne wyniki obliczeń numerycznych rozpęczania hydromechanicznego trójnika

skośnego zostały opracowane i przedstawione w publikacjach [51, 52]. Obliczenia wykonywano dla

różnych: gatunków stali, stosunku względnego grubości ścianki (g0/D) oraz określonych wartości

ciśnienia wewnętrznego i przemieszczenia stempli osiowych. Rozpatrywano zmiany grubości

ścianki, sił spęczających oraz rozkłady intensywności naprężeń i odkształceń rozpęczanego

elementu. Porównane wyniki z opracowaniami literaturowymi potwierdziły dużą zbieżność, co

pozwoliło stwierdzić przydatność wstępnie opracowanego modelu numerycznego procesu

rozpęczania trójnika.

4.1. Materiał wykorzystany do badań

W trakcie badań procesu rozpęczania trójnika wykorzystywano rury, które wykonane były z

kilku gatunków stali o zróżnicowanych własnościach mechanicznych oraz posiadały różne

wymiary. Pierwszą rozpatrywaną grupą materiałów do badań były rury ze szwem, wyprodukowane

ze stali stopowej odpornej na korozję w gatunku X2CrTi12 wg normy PN-EN 10088-1 [85] o

średnicy zewnętrznej D=32mm i grubości ścianki g0=1,2mm. Drugą grupę stanowiły rury stalowe

bez szwu precyzyjne, ciągnione na zimno, wykonane ze stali niestopowej w gatunku E235 (obecny

odpowiednik stali R35) oraz E235+N (po obróbce normalizującej), wg normy EN 10297-1 [86].

Średnice zewnętrzne i grubości początkowe ścianek tych rur wynosiły: D=32mm i g0=1,5mm dla

E235 oraz D=32mm i g0=1,2mm dla E235+N. Ostatni rodzaj rur wykonany został ze stali

niestopowej St3SAl. Były to rury ze szwem o średnicy zewnętrznej D=32mm oraz grubości

początkowej ścianki g0=1,95mm. Taśma do produkcji tych rur spełniała wymagania normy

zakładowej Mittal Steel Poland - Oddział w Krakowie, odpowiadającej normie PN-EN 10025 [87].

Rozpatrując rury ze szwem wytwarzane ze stali stopowej odpornej na korozję-ferrytycznej

pod względem zastosowania w przemyśle samochodowym, najczęściej używane są one przy

produkcji układów wydechowych. Zastosowanie właśnie w tym celu rur ze szwem ma swoje

podstawy ekonomiczne z uwagi na tańsze koszty wytwarzania w porównaniu do rur bez szwu [13,

28]. Mogą być wytwarzane zarówno same tłumiki, jak również kolektory wydechowe. Przy

produkcji tych ostatnich stosuje się właśnie trójniki skośne. Stale te charakteryzują się odpornością

na:

• zmęczenie termiczne;

• działanie atmosfery powietrza;

• wilgoci i słabych roztworów soli lub kwasów;

• utlenianie, spełniając wymagania w zakresie czystości spalin samochodowych.

Posiadają wszystkie własności, jakie są wymagane dla układów wydechowych eksploatowanych w

samochodach a dodatkowo są tańsze od innych stali odpornych na korozję, które można by

34

zastosować do tego rodzaju elementów. Rozróżnia się dwie podgrupy ferrytycznych stali odpornych

na korozję, z zawartością chromu (Cr):

• 11 do 13%;

• około 17%.

Omawiana i rozpatrywana stal odporna na korozję zalicza się do grupy pierwszej. Zawartość Cr

wynosi około 12%. Wprowadzenie do żelaza takiej ilości chromu powoduje nagły wzrost

potencjału elektrochemicznego, co wywołuje skokową odporność tych stopów na korozję [58, 72].

Kolejne gatunki rur są wytwarzane ze stali konstrukcyjnych niestopowych, które znajdują

zastosowanie do budowy wszelkiego rodzaju konstrukcji stalowych, części urządzeń oraz maszyn

pracujących w środowiskach mało agresywnych. Jednak po procesie powlekania powierzchniowego

powłokami ochronnymi mogą być również stosowane jako tańsze zamienniki elementów na układy

wydechowe [13, 28]. Są to stale (z wyjątkiem łożyskowych) o niskiej lub średniej zawartość węgla,

maksymalnie do 0,22%. Posiadają dodatki stopowe w ograniczonych ilościach, których zawartość

na ogół nie przekracza kilku procent. Stale konstrukcyjne wymagane do procesu rozpęczania

hydromechanicznego powinny być jednocześnie przeznaczone do głębokiego tłoczenia.

Charakteryzują się szczególnie małą zawartością węgla (C≤0,08%) oraz obniżoną zawartością P i S.

Mogą to być stale nieuspokojone, półuspokojone lub uspokojone z dodatkiem Al w celu

wyeliminowania zjawiska starzenia po zgniocie. Własności te odpowiadają opisanej wyżej stali

St3SAl [58].

Własności mechaniczne oraz skład chemiczny stali, odpornych na korozję oraz

konstrukcyjnych niestopowych na rury ze szwem i bez szwu, wykorzystanych w trakcie badań

przedstawiono w Tablica 1. Skład chemiczny spełnia wymagania określonych norm, natomiast

własności mechaniczne rur użytych do obliczeń numerycznych zostały wyznaczone na podstawie

próby rozciągania określonej normami PN-EN 10002-1+AC1 oraz PN-ISO 10113:1994 [88, 89].

Własności mechaniczne stali konstrukcyjnej (St3SAl) wyznaczano na podstawie rozciągania próbek

płaskich uzyskanych z taśmy stalowej na rury. W przypadku rur bez szwu precyzyjnych,

ciągnionych, oraz ze szwem odpornych na korozję, własności mechaniczne wyznaczono na

podstawie próby rozciągania rur. Kształt oraz podstawowe wymiary próbek do badań zobrazowano

na Rys. 16.

35

Tablica 1. Skład chemiczny oraz własności mechaniczne stali konstrukcyjnych niestopowych i odpornych na korozję.

Skład chemiczny, % Własności mechaniczne Gatunek stali C Mn Si P S Cr Ni Cu Al N2 Ti Re,

N/mm2 Rm,

N/mm2A50, % R

X2CrTi12 0,06 0,75 1 0,04 0,02 11,6 0,5 - - 0,02 0,3 240 450 32 -

E235 0,12 0,44 0,09 0,011 0,009 0,02 0,01 0,02 - - - 278 407 30,0 -

E235+N 0,11 0,47 0,18 0,013 0,007 0,02 0,02 0,13 - - - 267 431 43,3 -

St3SAl 0,06 0,81 0,02 0,019 0,006 0,02 0,02 0,03 0,041 0,007 - 304 395 36 0,85

a)

b)

Rys. 16. Kształt oraz wymiary próbek do próby rozciągania: a) wyrobów płaskich, b) rur; L0 – początkowa długość

pomiarowa, Lc – długość robocza.

Próby rozciągania wyrobów płaskich wykonywane były na maszynie wytrzymałościowej

INSTRON 4502 w Katedrze Plastycznej Przeróbki Metali Wydziału inżynierii Metali i Informatyki

Przemysłowej AGH. Bazę pomiarową rozciąganych próbek L0 podzielono na trzy zachodzące na

siebie obszary pomiarowe. Każdy obszar zawierał po pięć równych odcinków, dla których przed i

po rozciąganiu wykonane zostały pomiary grubości i szerokości. Próby rozciągania rur wykonano

na maszynie wytrzymałościowej ZD100 o nacisku 1MN.

Wybierając tego rodzaju materiały do badań, kierowano się ich zastosowaniem przy

produkcji określonych elementów w samochodach osobowych. Stale te są szeroko dostępne dlatego

w połączeniu z zaletami, jakie daje technologia rozpęczania hydromechanicznego otrzymano

wyroby, które charakteryzują się znacznie lepszymi własnościami wytrzymałościowymi przy

jednocześnie zmniejszonych nakładach finansowych w linii produkcyjnej.

36

4.2. Model numeryczny

Modelowaniu numerycznemu poddano proces rozpęczania hydromechanicznego, polegający

na oddziaływaniu wysokim ciśnieniem p na ścianki wewnętrzne odcinka rury przy jednoczesnym

nacisku F wywieranym przez stemple osiowe na czołowe powierzchnie odcinka rury. W trakcie

symulacji postępowano zgodnie ze schematem zobrazowanym na Rys. 17.

Rys. 17. Schemat procesu rozpęczania hydromechanicznego.

Tworząc model numeryczny w programie ABAQUS/CAE konieczne jest zarówno jego

zbudowanie, jak i zdefiniowanie, które odbywa się w kilku etapach:

• definiowanie kształtu;

• budowa modelu geometrycznego;

• definiowanie materiału;

• zestawianie elementów modelu geometrycznego;

• określenie rodzaju analizy;

• definiowanie interakcji (warunków kontaktu);

• definiowanie rodzaju obciążeń i warunków brzegowych;

• dyskretyzacja modelu przez wprowadzenie siatki elementów skończonych;

• definiowanie warunków obliczeń.

Model geometryczny przedstawiony na Rys. 18, w skład którego wchodziły: dwa stemple

osiowe w postaci płaskich powierzchni, dwie matryce oraz odcinek rury, zbudowano w programie

ABAQUS/CAE, który zawiera wspominany wcześniej preprocesor umożliwiający tworzenie

skomplikowanych kształtów bez konieczności importowania ich z programów CAD. Matryce oraz

stemple osiowe modelowano jako ciała sztywne, nieodkształcalne. Wszystkie elementy pokryto

37

siatką kwadratową typu powłokowego. Odcinek rury zawierał 13440 (stale: X2CrTi12, E235) i

12480 (stale: E235+N, St3SAl) elementów oraz w przeciwieństwie do pozostałych części

składowych był modelowany jako odkształcalna powłoka. Grubość powłoki odpowiadała

rzeczywistym wymiarom i określona była przy pomocy trzech punktów całkowania Gaussa.

Rys. 18. Przekrój wzdłużny modelu geometrycznego wykorzystywanego w trakcie symulacji numerycznych:

1 – odcinek rury, 2 – matryca, 3 – stempel prawy, 4 – stempel lewy.

W trakcie symulacji numerycznych wykorzystano odcinki rur stalowych o długości

początkowej l0=140mm i l0=130mm których początkowa średnica zewnętrzna wynosiła D=32mm,

natomiast grubości ścianki g0=1,2mm, g0=1,5mm i g0=1,95mm. Obliczenia numeryczne

wykonywano do momentu uzyskania trójnika skośnego, którego długość korpusu wynosiła l=90mm

(stale: X2CrTi12, E235) i l=80mm (stale: E235+N, St3SAl) promień zewnętrzny korpusu oraz

króćca odpowiednio rz=rk=16,1mm, (Rys. 19). Kąt pomiędzy częścią cylindryczną a króćcem

matrycy ustalono na α=60º i był podyktowany zastosowaniem w przemyśle, natomiast promienie

zaokrągleń wynosiły r1=6mm oraz r2=5mm. Wynika z tego, iż przemieszczenie stempli wynosiło

Δl=50mm. Przy różnych parametrach procesu uzyskiwano króćce, których wysokość opisano jako

H. Symulacje dla poszczególnych odcinków rur wykonywano wg określonego planu, który został

przedstawiony w Tablica 2. Wartości podane w nawiasach określają maksymalne ciśnienia jakie

osiągnięto dla poszczególnych przypadków.

38

Rys. 19. Parametry geometryczne trójnika.

Tablica 2. Plan symulacji numerycznych procesu rozpęczania hydromechanicznego trójników skośnych.

Średnica zewnętrzna

rury

Początkowa grubość ścianki Gatunki stali

Stałe materiałowe w przyjętej

krzywej umocnienia

Zmiany (przebiegi) ciśnienia cieczy w trakcie symulacji

D, mm g0, mm n K, MPa p, MPa

32 1,2 X2CrTi12 0,228 765 p1 (63,5) p2 (61)

p3 (56,5)

32 1,5 E235 0,234 702 p4 (77) p5 (74) p6 (55)

32 1,2 E235+N 0,242 705 p7 (50,5) p8 (45) p9 (36)

32 1,95 St3SAl 0,199 630 p10 (101)

Elementy odkształcane zostały opisane za pomocą odpowiednich własności fizycznych

i mechanicznych. W celu opisania własności rozpatrywanych materiałów posłużono się modelem

ciała sprężysto – plastycznego, którego krzywe umocnienia określone zostały zgodnie z równaniem nKεσ = . Stałe materiałowe n i K określono doświadczalnie dla poszczególnych rur stalowych

użytych w eksperymencie. Warunki kontaktu pomiędzy matrycami, stemplami a elementem

odkształcanym opisane zostały przy pomocy współczynników tarcia, których wartości wynosiły

μ=0,1 oraz μ=0,15. Wartości te dobrano w celach dalszego porównania uzyskanych wyników. Z

kolei badania wykonane przez J. Chałupczaka na stanowisku badawczym Politechniki

Świętokrzyskiej wykazały, iż w trakcie tego rodzaju kształtowania występują najczęściej takie

współczynniki tarcia. Rozbieżności pomiędzy nimi spowodowane są zastosowanie zarówno

różnych materiałów, jak również parametrów geometrycznych.

39

Podstawowym etapem przygotowania modelu było określenie parametrów procesu, tj.

ciśnienia cieczy rozpęczającej p oraz przemieszczenia stempli osiowych Δl, a dokładnie zależności

pomiędzy nimi. Obliczenia numeryczne wykonano dla różnych przebiegów ciśnienia,

zobrazowanych na Rys. 20a-c, które określono na podstawie wstępnych prób eksperymentalnych.

W przypadku ciśnienia opisanego krzywą z Rys. 20d, jej przebieg został określony doświadczalnie

w serii symulacji numerycznych, bazując na ciśnieniu maksymalnym wyliczonym ze wzoru (10).

Powodem tego był fakt, iż doświadczenie eksperymentalne nie pozwoliło osiągnąć tak wysokiego

zakresu ciśnienia, z uwagi na ograniczone możliwości przyrządu pomiarowego (czujnika ciśnienia)

zastosowanego na stanowisku badawczym.

Przypadki przebiegów oznaczone krzywymi p1 i p2 odpowiadały maksymalnej i minimalnej

zmianie ciśnienia rozpęczającego trójniki ze stali odpornej na korozję. Zmiana przebiegu ciśnienia

opisana krzywą p3 wzrastała w szybszym tempie w porównaniu do krzywej p2, jednak w końcowej

fazie procesu wartość maksymalna dla krzywej p3 była najmniejsza z rozpatrywanych dla tego

przypadku. Maksymalne ciśnienie końcowe osiągnięto dla przebiegu p1 (63,5MPa) i było większe

od wartości końcowych przebiegów p2 i p3 odpowiednio o 4,1 i 12,4%.

Przebiegi opisane krzywymi p4, p5 i p6 określają zmianę ciśnienia w trakcie procesu

rozpęczania trójnika wykonanego ze stali niestopowej E235. W tym przypadku maksymalną

wartość końcową ciśnienia osiągnięto dla przypadku opisanego krzywą p4 (77MPa). Minimalna

wartość końcowa przypadała dla krzywej p6 (55MPa), jednak wartość ciśnienia osiągnięta w

początkowym etapie rozpęczania była największa. Przyrost przebiegu ciśnienia osiągnięty dla

krzywej p5 przebiegał pomiędzy skrajnymi przebiegami p4 i p6, natomiast wartość końcowa

ciśnienia była o 4,1% mniejsza od ciśnienia końcowego p4 i 27% większa od ciśnienia

końcowego p6.

Krzywe p7 i p9 opisują graniczne wartości zmiany ciśnienia w trakcie rozpęczania trójnika ze

stali niestopowej E235+N. Krzywa p7 obrazuje maksymalne wartości ciśnienia z jakim rozpęczano

trójnik, natomiast krzywa p9 odpowiada wartościom minimalnym. Różnica pomiędzy wartościami

maksymalnymi ciśnień przebiegów granicznych wynosiła 14,5MPa. Końcowa wartość przebiegu

ciśnienia p8 była o 10,9% mniejsza od maksymalnego końcowego ciśnienia p7, które osiągnęło

wartość 50,5MPa, natomiast 25% większa od końcowego ciśnienia p9. W tym przypadku

rozpęczania przyrosty ciśnienia były równomierne dla wszystkich przebiegów ciśnień i ulegały

zwiększeniu od krzywej p9 do p7.

Przebieg ciśnienia p10 był krzywą, jak wspomniano wcześniej, wyznaczoną w sposób

doświadczalny z symulacji numerycznych rozpęczania trójnika skośnego wykonanego ze stali

40

niestopowej St3SAl. Wartość maksymalna ciśnienia z jakim w końcowym etapie rozpęczano trójnik

z tego rodzaju materiału wynosiła 101MPa i została wyznaczona w oparciu o równanie (10).

a)

b)

c)

d)

Rys. 20. Przebiegi ciśnienia cieczy wykorzystane w trakcie symulacji numerycznych trójników: a) p1-3 dla stali

odpornej na korozję X2CrTi12, b) p4-6 dla stali niestopowej E235, c) p7-9 dla stali niestopowej E235+N, d) p10 dla stali niestopowej St3SAl - teoretyczna.

41

Efektem końcowym takich przebiegów w doświadczeniu eksperymentalnym, były trójniki

odwzorowujące z różną dokładnością wykrój wewnętrzny matrycy.

4.3. Wyniki obliczeń numerycznych

Wyniki wykonanych obliczeń numerycznych rozpęczania hydromechanicznego trójnika

pozwoliły określić zachowanie się kształtowanego materiału oraz optymalne parametry procesu. W

trakcie symulacji dla trójników wykonanych z różnych gatunków stali, przy różnych przebiegach

ciśnień i współczynnikach tarcia uzyskano szereg wyników, które opisywały:

• rozkłady intensywności odkształceń;

• rozkłady intensywności naprężeń;

• rozkłady i zmiany grubości ścianek;

• zmiany sił spęczających.

Z porównania sił działających na stemple osiowe w trakcie analizy numerycznej i

doświadczenia eksperymentalnego oraz kształtu trójnika wynika, iż założony model poprawnie

opisuje rzeczywisty proces rozpęczania trójnika.

W celach poglądowych na Rys. 21 przedstawiono przypadek obciążenia rozpęczanego

odcinka rury wyłącznie siłą osiową, bez działania ciśnienia na wewnętrzną powierzchnię odcinka

rury.

a) b)

Rys. 21. Zmiana kształtu rozpęczanego odcinak rury pod działaniem wyłącznie sił osiowych: a) wstępny etap rozpęczania, b) końcowy etap rozpęczania.

Oddziaływanie na materiał wyłącznie siłą osiową spowodowało pofałdowanie, które zostało

zapoczątkowane już we wstępnym etapie rozpęczania. Pofałdowanie widoczne jest w miejscu,

gdzie materiał nie ma podparcia od strony matrycy, czyli w otworze formującym króciec. Tak duże

pofałdowanie spowodowane jest naprężeniami ściskającymi pochodzącymi od siły osiowej co w

42

końcowym etapie powoduje znaczną deformację materiału, uniemożliwiając wykonanie

prawidłowego trójnika.

4.3.1. Rozkład intensywności odkształceń

Jednym z wyników wykonanych symulacji numerycznych procesu rozpęczania trójników

skośnych są rozkłady intensywności odkształceń εi odnotowane w ostatnim kroku czasowym. Na

Rys. 22 zobrazowano rozkłady uzyskane dla trójnika ze stali odpornej na korozję rozpęczanego z

odcinków rur o D=32mm i g0=1,2mm. Brano pod uwagę współczynniki tarcia: μ=0,1 i μ=0,15 oraz

przebiegi ciśnień wg krzywych p1-3. Na podstawie uzyskanych wyników, przedstawionych w

Tablica 3, można stwierdzić, iż zwiększenie współczynnika tarcia μ z 0,1 do 0,15 powoduje w

charakterystycznych strefach następujące zmiany wartości intensywności odkształcenia:

• zmniejszenie maksymalnych wartości, występujących na wejściu materiału w króciec (kolor

czerwony);

• znaczne zmniejszenie w dolnej, środkowej części korpusu;

• nieznaczne zwiększenie na czaszy króćca;

• znaczne zwiększenie w części rurowej trójnika (w pobliżu działania stempla lewego

i prawego na jego powierzchnie czołowe);

• nieznaczne zmniejszenie na promieniach r1 i r2.

Tablica 3. Średnie wartości intensywności odkształcenia w charakterystycznych strefach trójnika wykonanego ze stali odpornej na korozję.

Intensywności odkształcenia εi

Powierzchnia czołowa Promień matrycy Przebieg ciśnienia

Wsp. tarcia, μ

Wejście mat. w króciec

Dolna, środkowa

część korpusu

Czasza króćca

prawa lewa r1 r2

0,1 0,925 0,576 0,271 0,358 0,402 0,271 0,402 p1 0,15 0,877 0,461 0,294 0,461 0,502 0,253 0,378

0,1 0,919 0,591 0,180 0,348 0,425 0,298 0,425 p2 0,15 0,869 0,517 0,203 0,442 0,477 0,282 0,399

0,1 0,897 0,599 0,162 0,343 0,428 0,301 0,428 p3 0,15 0,853 0,528 0,188 0,447 0,488 0,285 0,407

Różnice pomiędzy maksymalnymi wartościami intensywności odkształceń w

charakterystycznych strefach trójnika dla kolejnych przebiegów ciśnień i różnych współczynników

tarcia były nieznaczne. Wyjątek stanowi czasza króćca, gdzie różnica pomiędzy maksymalnymi

wartościami intensywności odkształceń dochodzi do 0,109 i 0,106, odpowiednio dla μ=0,1

43

i μ=0,15. W strefie tej dla trójnika rozpęczanego w końcowej fazie procesu ciśnieniem 55MPa

(przebieg ciśnienia p3) wartość ta wynosiła 0,188 i była najmniejsza, natomiast intensywność

odkształcenia równa 0,271 jest największa przy rozpęczaniu ciśnieniem wg krzywej p1.

a) b)

μ=0,

1

μ=0,

15

44

c)

μ=0,

1

μ=0,

15

Rys. 22. Rozkłady intensywności odkształceń trójników wykonanych ze stali odpornej na korozję dla różnych

współczynników tarcia, rozpęczanych ciśnieniami opisanymi wg krzywych: a) p1, b) p2, c) p3.

Również na Rys. 23 zobrazowano rozkłady intensywności odkształceń, które były wynikiem

rozpęczania odcinka rury (D=32mm, g0=1,5mm) wykonanego ze stali niestopowej w gatunku E235.

Symulacje wykonywano dla przebiegów ciśnień opisanych krzywymi p4-6, w warunkach tarcia

określonych za pomocą współczynników tarcia wynoszących: μ=0,1 i μ=0,15. Analizując wyniki

zamieszczone w Tablica 4, można stwierdzić, że zwiększenie współczynnika tarcia μ z 0,1 do 0,15

powoduje w charakterystycznych strefach trójnika zmiany wartości intensywności odkształcenia:

45

• zmniejszenie maksymalnych wartości, występujących na wejściu materiału w króciec (kolor

czerwony);

• znaczne zmniejszenie w dolnej, środkowej części korpusu;

• nieznaczne zwiększenie na czaszy króćca;

• znaczne zwiększenie w części rurowej trójnika (w pobliżu działania stempla lewego i

prawego na jego powierzchnie czołowe);

• zmniejszenie na promieniach r1 i r2.

Rozpatrując zwiększenie przyrostu ciśnienia rozpęczającego z p6 do p4, zaobserwowano

następujący wpływ na zmianę wartości intensywności odkształcenia (Tablica 4):

• zwiększenie maksymalnych wartości, występujących na wejściu materiału w króciec (kolor

czerwony);

• nieznaczne zmniejszenie w dolnej, środkowej części korpusu;

• znaczne zwiększenie na czaszy króćca;

• zróżnicowane wartości w części rurowej trójnika (w pobliżu działania stempla lewego i

prawego na jego powierzchnie czołowe);

• nieznaczne zmniejszenie na promieniu r1.

Tablica 4. Średnie wartości intensywności odkształcenia w charakterystycznych strefach trójnika wykonanego ze stali niestopowej E235

Intensywności odkształcenia εi

Powierzchnia czołowa Promień matrycy Przebieg ciśnienia

Wsp. tarcia, μ

Wejście mat. w króciec

Dolna, środkowa

część korpusu

Czasza króćca

prawa lewa r1 r2

0,1 1,079 0,612 0,379 0,379 0,426 0,286 0,426 p4 0,15 1,022 0,491 0,491 0,447 0,491 0,225 0,402

0,1 1,049 0,642 0,281 0,371 0,462 0,281 0,462 p5 0,15 0,992 0,518 0,303 0,475 0,561 0,260 0,432

0,1 1,014 0,658 0,162 0,391 0,480 0,302 0,480 p6

0,15 0,957 0,539 0,169 0,456 0,539 0,289 0,456

46

a) b) μ=

0,1

μ=0,

15

μ=0,1 μ=0,15 c)

Rys. 23. Rozkłady intensywności odkształceń trójników wykonanych ze stali niestopowej E235 dla różnych

współczynników tarcia, rozpęczanych ciśnieniami opisanymi wg krzywych: a) p4, b) p5, c) p6.

47

Kolejny trójnik, dla którego na Rys. 24 zobrazowano rozkłady intensywności odkształcenia

został wykonany w trakcie rozpęczania odcinka rury (D=32mm, g0=1,2mm) ze stali niestopowej

E235+N. Podobnie jak dla trójników opisanych powyżej, rozpatrywano współczynniki tarcia:

μ=0,1 i μ=0,15 oraz przebiegi ciśnień wg krzywych p7-9. Z wyników przedstawionych w Tablica 5,

uzyskanych dla tego przypadku stwierdzono, iż zwiększenie współczynnika tarcia μ z 0,1 do 0,15

powoduje w charakterystycznych strefach trójnika następujące zmiany wartości intensywności

odkształcenia:

• zmniejszenie maksymalnych wartości, występujących na wejściu materiału w króciec (kolor

czerwony);

• znaczne zmniejszenie w dolnej, środkowej części korpusu;

• brak istotnych zmian na czaszy króćca;

• znaczne zwiększenie w części rurowej trójnika (w pobliżu działania stempla lewego i

prawego na jego powierzchnie czołowe);

• zmniejszenie na promieniach r1 i r2.

Tablica 5. Średnie wartości intensywności odkształcenia w charakterystycznych strefach trójnika wykonanego ze stali niestopowej E235+N

Intensywności odkształcenia εi

Powierzchnia czołowa Promień matrycy Przebieg ciśnienia

Wsp. tarcia, μ

Wejście mat. w króciec

Dolna, środkowa

część korpusu

Czasza króćca

prawa lewa r1 r2

0,1 1,011 0,691 0,241 0,385 0,482 0,337 0,530 p7 0,15 0,978 0,611 0,244 0,474 0,519 0,336 0,519

0,1 0,974 0,702 0,175 0,410 0,504 0,363 0,504 p8 0,15 0,944 0,628 0,177 0,471 0,538 0,357 0,493

0,1 0,941 0,711 0,134 0,403 0,492 0,358 0,447 p9

0,15 0,907 0,649 0,133 0,477 0,520 0,348 0,391

Przy wzroście przyrostu ciśnienia z p9 do p7, stwierdzono, iż największe różnice

maksymalnych wartości intensywności odkształcenia są zlokalizowane w czaszy króćca i dochodzą

do 0,107 i 0,111, odpowiednio dla μ=0,1 i μ=0,15. Największe intensywności odkształcenia

występują przy rozpęczaniu ciśnieniem wg krzywej p7, natomiast wartości najmniejsze odnotowano

dla przypadku rozpęczania trójnika ciśnieniem o przebiegu p9. Znaczące, jednak mniejsze różnice

wartości maksymalnych zanotowano w strefie wejścia materiału w króciec oraz na promieniu

zaokrąglenia matrycy r2.

48

a) b) μ=

0,1

μ=0,

15

μ=0,1 μ=0,15 c)

Rys. 24. Rozkłady intensywności odkształceń trójników wykonanych ze stali niestopowej E235+N dla różnych

współczynników tarcia, rozpęczanych ciśnieniami opisanymi wg. krzywych: a) p7, b) p8, c) p9.

49

Ostatni rozpatrywany odcinek rury (D=32mm, g0=1,95mm), z którego starano się wykonać

trójnik skośny był wykonany ze stali niestopowej w gatunku St3SAl. Niestety, tak jak wspomniano

wcześniej, ze względu na wysoki zakres ciśnienia rozpęczającego z jakim należało kształtować

trójnik w końcowym etapie procesu, uniemożliwił wykonanie doświadczenia eksperymentalnego.

Powodem była ograniczona możliwość działania czujników pomiarowych (używanych w trakcie

badań doświadczalnych) przy wysokim zakresie ciśnienia rozpęczającego. W związku z tym

zrezygnowano z analizowania wyników symulacji numerycznych, ponieważ nie znalazły one

odniesienia w badaniach eksperymentalnych. Trójniki uzyskane w takich próbach nie

odwzorowywały w pełni wykroju wewnętrznego matrycy. Na Rys. 25a zobrazowano wygląd

trójnika skośnego uzyskanego z symulacji numerycznej, dla przebiegu ciśnienia rozpęczającego wg

krzywej przedstawionej na Rys. 25b.

a) b)

Rys. 25. Wygląd trójnika skośnego wykonanego ze stali niestopowej St3SAl (a), rozpęczanego ciśnieniem wg. przebiegu p10 (b).

4.3.2. Rozkład grubości ścianki

Wynikiem symulacji numerycznych były również rozkłady grubości ścianki trójnika

skośnego, zanotowane po zakończeniu procesu. Na Rys. 26 zobrazowano rozkłady uzyskane dla

trójników ze stali odpornej na korozję (D=32mm, g0=1,2mm) przy współczynnikach tarcia

wynoszących: μ=0,1 i μ=0,15 oraz przebiegach ciśnienia wg krzywych p1-3. Na podstawie

uzyskanych wyników, przedstawionych w Tablica 6 stwierdzono, że dla przyrostu współczynnika

tarcia μ z 0,1 do 0,15, w charakterystycznych strefach trójnika wystąpiły następujące zmiany

grubości ścianki:

• zmniejszenie pogrubienia, występującego w strefie środkowej (kolor zielony);

• zmniejszenie pogrubienia w dolnej, środkowej części korpusu;

50

• nieznaczne zwiększenie pocienienia na czaszy króćca;

• znaczne zwiększenie pogrubienia w części rurowej trójnika (w pobliżu działania stempla

lewego i prawego na jego powierzchnie czołowe);

• brak istotnych zmian na promieniach r1 i r2.

Tablica 6. Średnie wartości grubości ścianki w charakterystycznych strefach trójnika, wykonanego ze stali odpornej na korozję.

Grubość ścianki trójnika g1 , mm g0 = 1,2mm

Powierzchnia czołowa Promień matrycy Przebieg ciśnienia

Wsp. tarcia, μ Strefa

środkowa

Dolna, środkowa

część korpusu

Czasza króćca

prawa lewa r1 r2

0,1 1,45 1,63 0,99 1,67 1,76 1,63 1,85 p1 0,15 1,44 1,54 0,97 1,82 1,86 1,63 1,86

0,1 1,48 1,62 1,07 1,66 1,75 1,66 1,93 p2 0,15 1,47 1,56 1,06 1,83 1,88 1,70 1,92

0,1 1,49 1,62 1,10 1,66 1,79 1,66 1,92 p3 0,15 1,44 1,57 1,09 1,82 1,87 1,70 1,91

Największe różnice w wynikach odnotowane dla różnych współczynników tarcia i

określonych przebiegów ciśnień wystąpiły na powierzchniach czołowych przylegających do

stempla prawego i lewego. Zwiększenie pogrubienia w tych strefach waha się w granicach:

0,15÷0,17mm dla powierzchni prawej oraz 0,08÷0,13mm dla powierzchni lewej. W pozostałych

obszarach dla różnych współczynników tarcia i przebiegów ciśnień nie odnotowano znaczących

zmian grubości ścianki trójnika. Obszary, w których z kolei wystąpiły największe zmiany w

grubości ścianki to: promień matrycy r2, gdzie występuje największy przyrost grubości przy

przebiegu ciśnienia rozpęczającego p2 oraz czasza króćca, która posiada najmniejszą grubość

ścianki przy maksymalnym przebiegu ciśnienia rozpęczającego p1(63,5MPa).

Biorąc pod uwagę zwiększenie przebiegu ciśnienia z p3 do p1, zaobserwowano, iż w strefie

środkowej, na czaszy króćca oraz promieniach matrycy grubość ścianki ma tendencję malejącą.

51

a) b) μ=

0,1

μ=0,

15

μ=0,1 μ=0,15 c)

Rys. 26. Rozkłady grubości ścianek trójników wykonanych ze stali odpornej na korozję dla różnych współczynników

tarcia, rozpęczanych ciśnieniami opisanymi wg krzywych: a) p1, b) p2, c) p3.

52

Kolejne rozkłady grubości ścianki, zobrazowane na Rys. 27, wykonano dla trójników ze stali

niestopowej E235, które rozpęczano z odcinków rur o D=32mm i g0=1,5mm. Obliczenia

numeryczne wykonywano dla przebiegów ciśnień opisanych krzywymi p4, p5 i p6, oraz dla

współczynników tarcia μ=0,1 i μ=0,15. Na podstawie wyników wykonanych symulacji

numerycznych zamieszczonych w Tablica 7 stwierdzono, iż zwiększenie współczynnika tarcia μ w

charakterystycznych strefach trójnika, wpływa w następujący sposób na zmianę grubości ścianki:

• zmniejszenie pogrubienia w strefie środkowej (kolor zielony);

• znaczne zwiększenie pogrubienia w części rurowej trójnika (w pobliżu działania stempla

lewego i prawego na jego powierzchnie czołowe);

• brak istotnych zmian grubości ścianki na promieniach r1 i r2;

• zmniejszenie pogrubienia w dolnej, środkowej części korpusu;

• zwiększenie pocienienia na czaszy króćca.

Biorąc pod uwagę zwiększenie przyrostu ciśnienia rozpęczającego z p6 do p5 (Tablica 7),

zaobserwowano jego znaczący wpływ na zmianę grubości ścianki:

• zmniejszenie pogrubienia, występującego w strefie środkowej (kolor zielony);

• zmniejszenie pogrubienia w dolnej, środkowej części korpusu;

• zwiększenie pocienienia na czaszy króćca;

• nieznaczne różnice w części rurowej trójnika (w pobliżu działania stempla lewego i prawego

na jego powierzchnie czołowe);

• nieznaczne zmniejszenie pogrubienia na promieniach r1 i r2.

Tablica 7. Średnie wartości grubości ścianki w charakterystycznych strefach trójnika, wykonanego ze stali niestopowej E235.

Grubość ścianki trójnika g1 , mm g0 = 1,5mm

Powierzchnia czołowa Promień matrycy Przebieg ciśnienia

Wsp. tarcia, μ Strefa

środkowa

Dolna, środkowa

część korpusu

Czasza króćca

prawa lewa r1 r2

0,1 1,835 2,037 1,028 2,104 2,238 2,087 2,440 p4 0,15 1,788 1,934 0,915 2,298 2,370 2,079 2,443

0,1 1,892 2,090 1,167 2,090 2,287 2,155 2,485 p5 0,15 1,818 2,019 1,148 2,354 2,421 2,153 2,488

0,1 1,914 2,092 1,321 2,092 2,270 2,221 2,507 p6

0,15 1,846 2,027 1,305 2,267 2,447 2,207 2,508

53

a) b) μ=

0,1

μ=0,

15

μ=0,1 μ=0,15 c)

Rys. 27. Rozkłady grubości ścianek trójników wykonanych ze stali niestopowej E235 dla różnych współczynników

tarcia, rozpęczanych ciśnieniami opisanymi wg krzywych: a) p4, b) p5, c) p6.

54

Dla zmian przebiegów ciśnienia z Tablica 7 odnotowano w każdej z charakterystycznych

stref trójnika dość znaczące zmiany grubości ścianki. Maksymalne pogrubienie wystąpiło na

promieniu zaokrąglenia r2, dla którego zwiększenie wartości wynosiło od 0,94 do 1,01mm.

Największe pocienienie zaobserwowano w czaszy króćca, którego grubość przy różnych

przebiegach ciśnienia rozpęczającego zmniejszyła się o 0,12 i 0,21mm, odpowiednio dla μ=0,1 i

μ=0,15. W pozostałych obszarach różnice w grubości ścianki wahały się maksymalnie od 0,18 do

0,09mm i od 0,22 do 0,06mm, odpowiednio dla μ=0,1 i μ=0,15.

Ostatni rozpatrywany trójnik wykonano z odcinka rury ze stali niestopowej E235+N o

D=32mm i g0=1,2mm, którego rozkłady grubości ścianki zobrazowano na Rys. 28. Rozpatrywano

wpływ wzrostu współczynnika tarcia z μ=0,1 do μ=0,15 dla przebiegów ciśnień wg krzywych p7-9.

Wyniki przedstawione w Tablica 8 pozwoliły stwierdzić, iż zwiększenie współczynnika tarcia w

charakterystycznych strefach trójnika powodowało:

• nieznaczne zmniejszenie maksymalnych wartości, występujących w strefie środkowej (kolor

zielony);

• nieznaczne zmniejszenie w dolnej, środkowej części korpusu;

• nieznaczny zmniejszenie na czaszy króćca;

• znaczne zwiększenie w części rurowej trójnika (w pobliżu działania stempla lewego i

prawego na jego powierzchnie czołowe);

• nieznaczne zwiększenie na promieniach r1 i r2.

Tablica 8. Średnie wartości grubości ścianki w charakterystycznych strefach trójnika, wykonanego ze stali niestopowej E235+N.

Grubość ścianki trójnika g1 , mm g0 = 1,2mm

Powierzchnia czołowa Promień matrycy Przebieg ciśnienia

Wsp. tarcia, μ Strefa

środkowa

Dolna, środkowa

część korpusu

Czasza króćca

prawa lewa r1 r2

0,1 1,54 1,70 1,00 1,70 1,86 1,76 2,03 p7 0,15 1,49 1,66 0,99 1,83 1,94 1,77 2,05

0,1 1,56 1,71 1,10 1,71 1,87 1,76 2,07 p8 0,15 1,52 1,68 1,09 1,83 1,96 1,83 2,10

0,1 1,57 1,72 1,16 1,76 1,91 1,81 2,11 p9

0,15 1,55 1,70 1,14 1,83 1,97 1,83 2,07

55

a) b) μ=

0,1

μ=0,

15

μ=0,1 μ=0,15 c)

Rys. 28. Rozkłady grubości ścianek trójników wykonanych ze stali niestopowej E235+N dla różnych współczynników tarcia, rozpęczanych ciśnieniami opisanymi wg krzywych: a) p7, b) p8, c) p9.

56

Zwiększenie przyrostu ciśnienia z p9 do p7, powoduje nieznaczne zmniejszenie pogrubienia i

pocienienia ścianki trójnika dla odpowiednich stref. Największe różnice w grubości ścianki

zanotowano dla czaszy króćca, które wynoszą 0,16 i 0,15mm, odpowiednio dla μ=0,1 i μ=0,15. W

pozostałych obszarach różnice wynikające ze zwiększenia przyrostu ciśnienia nie powodowały

znacznych zmian w grubości ścianki trójników, dochodząc maksymalnie do 0,08mm.

Największe pocienienia wystąpiło na czaszy króćca, natomiast największe pogrubienie

odnotowano, tak jak i w poprzednich przypadkach, na promieniu zaokrąglenia matrycy r2.

W celu dokładnej oceny zmian grubości ścianki, wyznaczono je w przekroju wzdłużnym

trójnika wykonanego ze stali odpornej na korozję (g0=1,2mm), biorąc pod uwagę krawędź górną.

Rozkłady dla zastosowanych przebiegów ciśnienia p1-p3 przedstawione zostały na Rys. 29. Kolejne

punkty pomiarowe odpowiadają węzłom siatki elementów skończonych, rozmieszczone w sposób

jak na rysunku załączonym do każdego z rozkładów.

a) b)

c)

Rys. 29. Zmiany grubości ścianek w przekroju wzdłużnym uzyskane dla trójników skośnych wykonanych ze stali

odpornej na korozję dla różnych współczynników tarcia, rozpęczanych ciśnieniami opisanymi wg krzywych: a) p1, b) p2, c) p3.

Z porównania zmian grubości ścianek w przekroju wzdłużnym trójników wynika, iż

zwiększenie współczynnika tarcia μ z 0,1 do 0,15 powoduje dla wszystkich przebiegów ciśnienia

57

nieznaczne zwiększenie pogrubienia ścianki na promieniu przejścia r1 z korpusu w króciec, znaczne

zwiększenie pogrubienia na powierzchniach czołowych korpusu (krańcowe punkty pomiarowe)

oraz nieznaczne zwiększenie pocienienie na czaszy króćca. Przyrost pogrubienia na promieniach r1

i r2 są znikome, natomiast na powierzchniach czołowych największe przyrosty pogrubienia

zaobserwowano od strony stempla prawego, które wynosiły 10; 8,8 i 8,8% odpowiednio dla

kolejnych przebiegów ciśnienia p1-3.

Porównując z kolei zmiany grubości ścianek zobrazowane na Rys. 30 stwierdzono, że

przyrosty krzywych ciśnienia z p3 do p1 powodują zwiększenie pocienienia na czaszach króćców

oraz zmniejszenie pogrubienia w pozostałych strefach. Dodatkowo porównując kolejne przebiegi

ciśnienia p1-3 zaobserwowano, że:

• dla p1, pocienienie w czaszy króćca jest największe i osiąga 22,1 i 23,7%, natomiast na

promieniu r2 pogrubienie jest najmniejsze i wynosi 61,8 i 63,7%, odpowiednio dla μ=0,1 i

μ=0,15;

• najmniejsze pocienienie czaszy króćca występuje dla przebiegu ciśnienia p3 i wynosi 13,6

oraz 13,8%, odpowiednio dla μ=0,1 i μ=0,15;

• największe pogrubienie występujące przy przebiegu ciśnienia p3 na promieniu r2 osiągnęło

wartość 67,9% (Rys. 30a) i 68,2% (Rys. 30b).

a) b)

Rys. 30. Zmiany grubości ścianek w przekroju wzdłużnym uzyskane dla trójników skośnych wykonanych ze stali odpornej na korozję, rozpęczanych ciśnieniami opisanymi wg krzywych p1-3, dla współczynników tarcia:

a) μ=0,1, b) μ=0,15.

Wyznaczono zmiany grubości ścianek również w przekroju wzdłużnym trójników

wykonanych ze stali niestopowej E235 (g0=1,5mm), biorąc pod uwagę, jak w przypadku

poprzednim, również krawędź górną na przekroju wzdłużnym trójnika. Rozkłady dla

zastosowanych przebiegów ciśnienia p4-p6 przedstawione zostały na Rys. 31.

58

a) b)

c)

Rys. 31. Zmiany grubości ścianek w przekroju wzdłużnym uzyskane dla trójników skośnych wykonanych ze stali

niestopowej E235 dla różnych współczynników tarcia, rozpęczanych ciśnieniami opisanymi wg krzywych: a) p4, b) p5, c) p6.

Porównując zmiany grubości ścianek w przekroju wzdłużnym trójników wynika, iż

zwiększenie współczynnika tarcia μ z 0,1 do 0,15 powoduje dla wszystkich przebiegów ciśnienia,

podobnie jak w przypadku stali odpornej na korozję, nieznaczne zwiększenie pogrubienia ścianki

na promieniu przejścia r1 z korpusu w króciec, znaczne zwiększenie pogrubienia na powierzchniach

czołowych korpusu oraz zwiększenie pocienienie na czaszy króćca. W przypadku rozpęczania

odcinka rury ciśnieniem z przebiegiem p4 i przy współczynniku tarcia μ=0,15 zaobserwowano

znaczne zwiększenie pocienienia dochodzące do 40,3%, przy 32,2% dla μ=0,1. Dalsze rozpęczanie

trójnika przy takim ciśnieniu prowadzi do rozerwania czaszy króćca, co potwierdzają badania

doświadczalne. Przyrost pogrubienia na promieniu r1 jest nieznaczny i wynosi 1,6; 1,8 i 1,5%

odpowiednio dla ciśnień p4, p5 i p6. Największe przyrosty pogrubienia ścianki trójnika

zlokalizowane są na powierzchni czołowej od strony stempla prawego i wynoszą 9,3; 9,2 i 7,6%

odpowiednio dla kolejnych przebiegów ciśnienia.

Z porównania zmian grubości ścianek dla trójników rozpęczanych ciśnieniami opisanymi wg

krzywych p4-6 (Rys. 32) wynika, iż:

• pocienienia zlokalizowane są na czaszach króćców i wynoszą 32,2; 20,1 i 11,9% dla μ=0,1

oraz 40,3; 21,1 i 12,7% dla μ=0,15;

59

• największe pogrubienia występujące na promieniu r2 osiągnęły wartości 60,5; 68; 71,1%

(Rys. 32a) oraz 63,1, 70,5, 71,2% (Rys. 32b).

a) b)

Rys. 32. Zmiany grubości ścianek w przekroju wzdłużnym uzyskane dla trójników skośnych wykonanych ze stali niestopowej E235, rozpęczanych ciśnieniami opisanymi wg krzywych p4-6, dla współczynników tarcia μ:

a) 0,1 oraz b) 0,15.

Na Rys. 33 przedstawiono zmiany grubości ścianki wzdłuż krawędzi górnej trójnika dla

kolejnych węzłów siatki elementów skończonych. Rozpatrywano trójnik wykonany ze stali

niestopowej E235+N (g0=1,2mm). Odcinki rur rozpęczano wg przebiegów ciśnienia p7-p9.

a) b)

c)

Rys. 33. Zmiany grubości ścianek w przekroju wzdłużnym uzyskane dla trójników skośnych wykonanych ze stali

niestopowej E235+N dla różnych współczynników tarcia, rozpęczanych ciśnieniami opisanymi wg krzywych: a) p7, b) p8, c) p9.

60

Zwiększając współczynnik tarcia μ z 0,1 do 0,15 zaobserwowano, iż dla wszystkich

przebiegów ciśnienia na promieniach przejścia r1 i r2 materiału z korpusu w króciec oraz na

powierzchniach czołowych nastąpił przyrost grubości ścianki trójnika. Przyrosty pogrubienia dla

kolejnych przebiegów ciśnienia od p7 do p9 wynosiły:

• 3; 2,3; 2,6% i 1,6; 1; 2% odpowiednio dla promieni r1 i r2;

• 10; 8,5; 9,1% i 5,2; 4,9; 6,4% odpowiednio dla powierzchni czołowych prawej i lewej.

Jeśli chodzi o czasze króćca, to grubość ścianki w tym obszarze przy wzroście współczynnika tarcia

nie uległa istotnym zmianom i pozostała na tym samym poziomie.

Rozpatrując zmiany grubości ścianki zobrazowane na Rys. 34 dla wszystkich trójników

rozpęczanych ciśnieniami opisanymi wg krzywych p7-9, zaobserwowano, iż:

• dla krzywej p7 przebiegu ciśnienia, pocienienie w czaszy króćca jest największe i osiąga

21,5 i 22,4%, natomiast pogrubienia na promieniach r1 oraz r2 są najmniejsze i wynoszą

47,3 i 51,8% oraz 73 i 75,8%, odpowiednio dla μ=0,1 i μ=0,15;

• dla przebiegu ciśnienia p9 odnotowano najmniejsze pocienienie czaszy, które wynosi 5,1

oraz 5,7%, natomiast pogrubienia na promieniach r1 oraz r2 są największe i wynoszą 54 i

57,1% oraz 79,6 i 84,2%, odpowiednio dla μ=0,1 i μ=0,15;

• przy wzroście krzywych przebiegów ciśnienia z p9 do p7, pocienienie czaszy króćca ulega

zwiększeniu o 20,9 i 21,5%, natomiast pogrubienia na promieniach r1 oraz r2 zmniejszają

się o 4,3 i 3,4% oraz 3,6 i 4,5%, odpowiednio dla μ=0,1 i μ=0,15.

a) b)

Rys. 34. Zmiany grubości ścianek w przekroju wzdłużnym uzyskane dla trójników skośnych wykonanych ze stali niestopowej E235+N, rozpęczanych ciśnieniami opisanymi wg krzywych p7-9, dla współczynników tarcia μ:

a) 0,1 oraz b) 0,15.

61

4.3.3. Rozkład intensywności naprężeń

Kolejne wyniki uzyskane z symulacji numerycznych rozpęczania trójników skośnych

obrazują rozkłady intensywności naprężeń σi, które zostały zarejestrowane dla elementu gotowego.

Należy zwrócić uwagę, iż maksymalne wartości zlokalizowane są w strefie środkowej, miejscu

przejścia materiału w króciec przy kącie ostrym nachylenia króćca do korpusu trójnika.

Rys. 35 przedstawia porównanie map dla współczynników tarcia μ=0,1 i μ=0,15 trójników

ze stali odpornej na korozję. Symulacje przy różnych współczynnikach tarcia wykonano kolejno dla

przebiegów ciśnień p1-3. Z analizy rozkładów, zamieszczonych w Tablica 9 wynika, iż przyrost

współczynnika tarcia powoduje w charakterystycznych strefach trójnika określone zmiany

intensywności naprężeń:

• nieznaczne zmniejszenie w obszarze przejścia materiału z korpusu w króciec (kolor

czerwony) dla zakresów 731-737MPa (μ=0,1) i 727-731MPa (μ=0,15);

• nieznaczne zmniejszenie w dolnej, środkowej części korpusu dla zakresów 679-682MPa

(μ=0,1) i 647-649MPa (μ=0,15);

• zwiększenie na czaszy króćca w zakresach 494-544MPa (μ=0,1) i 519-568MPa (μ=0,15);

• zwiększenie w części rurowej trójnika (w pobliżu działania stempla lewego i prawego na

jego powierzchnie czołowe) w zakresach 599-626MPa (prawa strona korpusu) i 627-

649MPa (lewa strona korpusu);

• zmniejszenie wartości na promieniu r1 (w zakresie 540-574MPa) i nieznaczne zmniejszenie

na r2 (w zakresie 622-627MPa).

Tablica 9. Średnie wartości intensywności naprężeń w charakterystycznych strefach trójnika wykonanego ze stali odpornej na korozję.

Intensywności naprężeń σi, MPa

Powierzchnia czołowa Promień matrycy Przebieg ciśnienia

Wsp. tarcia, μ

Wejście mat. w króciec

Dolna, środkowa

część korpusu

Czasza króćca

prawa lewa r1 r2

0,1 737 682 544 599 627 571 627 p1 0,15 731 649 568 622 649 540 622

0,1 731 679 523 601 627 573 627 p2 0,15 728 647 545 626 647 541 626

0,1 734 681 494 601 627 574 627 p3 0,15 727 649 519 623 649 545 623

62

Różnice pomiędzy maksymalnymi wartościami intensywności naprężeń w

charakterystycznych strefach trójnika dla kolejnych przebiegów ciśnień i różnych współczynników

tarcia były nieznaczne i osiągały maksymalnie 15% na czaszy króćca. Maksymalne wartości

naprężeń skoncentrowane są w miejscu przejścia materiału w króciec (kolor czerwony na

rysunkach) i dochodzą do 737MPa dla przebiegu ciśnienia p1. Wartości minimalne zlokalizowane

są w części cylindrycznej króćców, od strony promienia r1 (kolor niebieski), natomiast spośród

rozpatrywanych obszarów minimalne naprężenia w przeważającej większości występują na czaszy

króćców. i w tym obszarze dla przebiegu p3 są najmniejsze.

a) b)

μ=0,

1

μ=0,

15

63

c)

μ=0,

1

μ=0,

15

Rys. 35. Rozkłady intensywności naprężeń trójników wykonanych ze stali odpornej na korozję dla różnych

współczynników tarcia, rozpęczanych ciśnieniami opisanymi wg krzywych: a) p1, b) p2, c) p3.

Kolejne porównania rozkładów intensywności naprężeń trójników skośnych ze stali

niestopowej E235 przy współczynnikach tarcia μ=0,1 i μ=0,15, zobrazowano na Rys. 36. W

obliczeniach numerycznych zastosowano przebiegi ciśnień opisane krzywymi p4-6. Tablica 10

zawiera wyniki symulacji numerycznych odczytane z map naprężeń gotowych trójników.

Rozpatrując zamieszczone wartości wynika, iż zwiększenie współczynnika tarcia powoduje w

charakterystycznych strefach trójnika następujące zmiany intensywności naprężeń:

• zmniejszenie w obszarze przejścia materiału z korpusu w króciec (kolor czerwony) dla

zakresów 658-670 MPa (μ=0,1) i 639-657 MPa (μ=0,15);

• zmniejszenie w dolnej, środkowej części korpusu dla zakresów 609-614 MPa (μ=0,1) i 589-

606 MPa (μ=0,15);

• zwiększenie w czaszy króćca w zakresach 437-563 MPa (μ=0,1) i 450-589 MPa (μ=0,15);

64

• zwiększenie w części rurowej trójnika (w pobliżu działania stempla lewego i prawego na

jego powierzchnie czołowe) w zakresach 548-590 MPa (prawa strona korpusu) i 586-606

MPa (lewa strona korpusu);

• zmniejszenie na promieniach r1 i r2 w zakresach 483-526 MPa (promień r1) i 493-592 MPa

(promień r2) dla μ=0,1 oraz 363-517 MPa (promień r1) i 476-584 MPa (promień r2) dla

μ=0,15.

Tablica 10. Średnie wartości intensywności naprężeń w charakterystycznych strefach trójnika wykonanego ze stali

niestopowej E235

Intensywności naprężeń σi, MPa

Powierzchnia czołowa Promień matrycy Przebieg ciśnienia

Wsp. tarcia, μ

Wejście mat. w króciec

Dolna, środkowa

część korpusu

Czasza króćca

prawa lewa r1 r2

0,1 670 609 563 563 586 516 493 p4 0,15 657 589 589 589 589 363 476

0,1 661 611 519 565 588 483 588 p5 0,15 651 599 525 590 599 479 579

0,1 658 614 437 548 592 526 592 p6

0,15 650 606 450 584 606 517 584

W przypadku zwiększenia przyrostu ciśnienia rozpęczającego z p6 do p4 dla

współczynników tarcia μ równych 0,1 i 0,15, zaobserwowano następujący wpływ na zmianę

wartości intensywności naprężeń (Tablica 10):

• brak istotnych zmian maksymalnych wartości, występujących na wejściu materiału w

króciec (kolor czerwony);

• nieznaczne zmniejszenie w dolnej, środkowej części korpusy;

• znaczne zwiększenie na czaszy króćca;

• zróżnicowane wartości w pobliżu działania stempla prawego oraz nieznaczne zmniejszenie

w pobliżu stempla lewego na powierzchnie czołowe korpusu;

• zmniejszenie na promieniu r2 oraz zróżnicowane zmiany na promieniu r1.

Wartości maksymalne intensywności naprężeń zlokalizowane są również w miejscu

przejścia materiału z korpusu w króciec i wynoszą 702 MPa dla wszystkich przebiegów ciśnienia,

natomiast różnice pomiędzy nimi osiągają maksymalnie 1,8 i 1,1% odpowiednio dla μ=0,1 i

μ=0,15. Wartości minimalne zlokalizowane są w części cylindrycznej króćców, od strony

promienia r1, natomiast spośród rozpatrywanych obszarów najmniejsze intensywności odnotowano

na promieniu r1.

65

a) b) μ=

0,1

μ=0,

15

μ=0,1 μ=0,15 c)

Rys. 36. Rozkłady intensywności naprężeń trójników wykonanych ze stali niestopowej E235 dla różnych

współczynników tarcia, rozpęczanych ciśnieniami opisanymi wg krzywych: a) p4, b) p5, c) p6.

66

Ostatni trójnik skośny, dla którego na Rys. 37 zobrazowano rozkłady intensywności

naprężeń został wykonany z odcinka rury ze stali niestopowej E235+N. Rozpatrywano

współczynniki tarcia: μ=0,1 i μ=0,15 oraz przebiegi ciśnień wg krzywych p7-9. Z wyników

przedstawionych w Tablica 11 stwierdzono, iż zwiększenie współczynnika tarcia μ spowodowało

określone zmiany wartości intensywności odkształcenia w charakterystycznych strefach:

• zmniejszenie występujących na wejściu materiału w króciec (kolor czerwony) dla zakresów

682-693MPa (μ=0,1) i 675-687MPa (μ=0,15);

• nieznaczne zmniejszenie w dolnej, środkowej części korpusy dla zakresów 640-646MPa

(μ=0,1) i 627-631MPa (μ=0,15);

• zwiększenie na czaszy króćca w zakresach 405-490MPa (μ=0,1) i 420-507MPa (μ=0,15);

• znaczne zwiększenie na czole korpusu od strony stempla prawego w zakresie 541-586MPa i

zwiększenie na czole korpusu od strony stempla lewego w zakresie 595-612MPa;

• zwiększenie na promieniu r1 i zmniejszenie na r2 w zakresach 512-543MPa (promień r1) i

595-600MPa (promień r2) dla μ=0,1 oraz 537-552MPa (promień r1) i 563-586MPa

(promień r2) dla μ=0,15.

Tablica 11. Średnie wartości intensywności naprężeń w charakterystycznych strefach trójnika, wykonanego ze stali niestopowej E235+N

Intensywności naprężeń σi, MPa

Powierzchnia czołowa Promień matrycy Przebieg ciśnienia

Wsp. tarcia, μ

Wejście mat. w króciec

Dolna, środkowa

część korpusu

Czasza króćca

prawa lewa r1 r2

0,1 693 646 490 548 595 519 595 p7 0,15 687 627 507 586 612 537 586

0,1 687 640 454 541 600 512 600 p8 0,15 679 628 460 585 600 546 585

0,1 682 642 405 564 599 543 599 p9

0,15 675 631 420 583 610 552 563

Przyrost ciśnienia z p9 do p7 spowodował, iż największe różnice maksymalnych wartości

intensywności naprężeń zlokalizowane są na czaszy króćca i dochodzą do 85 i 87MPa,

odpowiednio dla μ=0,1 i μ=0,15. Największe wartości odnotowano przy rozpęczaniu ciśnieniem

wg krzywej p7, natomiast wartości najmniejsze odnotowano dla przypadku rozpęczania trójnika

ciśnieniem o przebiegu p9. Znaczące, jednak mniejsze różnice wartości maksymalnych zanotowano

na powierzchni czołowej prawej oraz na promieniu zaokrąglenia matrycy r1.

67

a) b) μ=

0,1

μ=0,

15

μ=0,1 μ=0,15 c)

Rys. 37. Rozkłady intensywności naprężeń trójników wykonanych ze stali niestopowej E235+N dla różnych

współczynników tarcia, rozpęczanych ciśnieniami opisanymi wg krzywych: a) p7, b) p8, c) p9.

68

4.3.4. Przebieg siły spęczającej

W trakcie obliczeń numerycznych rejestrowano również przebiegi sił spęczających

przyłożonych do stempli osiowych dla różnych przebiegów ciśnienia i zastosowanych materiałów.

Uzyskane wyniki zostały zobrazowane na rysunkach od Rys. 38 do Rys. 43. Obserwując poniższe

wykresy można z łatwością stwierdzić, iż zwiększenie ciśnienia cieczy roboczej powoduje

zwiększenie siły spęczającej. Dodatkowo wzrost wartości siły zachowuje charakter przyrostu

ciśnienia cieczy.

Na Rys. 38 przedstawiono wpływ zwiększenia współczynnika tarcia na przebiegi sił

spęczających w trakcie kształtowania trójnika ze stali X2CrTi12 przebiegami ciśnień p1-3.

Wyjściowy odcinek rury, który poddano rozpęczaniu miał średnicę zewnętrzna 32mm, natomiast

grubość początkowa ścianki wynosiła 1,2mm. Zwiększenie μ z 0,1 na 0,15 spowodowało znaczący

przyrost siły spęczającej w całym zakresie procesu. Różnice pomiędzy maksymalnymi siłami

spęczającymi F dla kolejnych przebiegów ciśnień i różnych współczynników tarcia, wynosiły

odpowiednio: 27,8; 27 i 23,2 kN.

a) b)

c)

Rys. 38. Przebiegi sił spęczających przy rozpęczaniu trójników skośnych wykonanych ze stali odpornej na korozję dla

różnych współczynników tarcia, rozpęczanych ciśnieniami opisanymi wg krzywych: a) p1, b) p2, c) p3.

69

Rys. 39 obrazuje różnice pomiędzy kolejnymi przebiegami sił spęczających F1-3

spowodowane wzrostem przebiegów ciśnień z p3 do p1. Porównując przyrosty kolejnych siły

stwierdzono, że:

• przebieg F1, który odpowiada największemu przebiegowi ciśnienia p1, ma największe

wartości spośród rozpatrywanych w tym przypadku oraz siła końcowa jest maksymalna i

wynosi 233,9 oraz 261,7kN, odpowiednio dla μ=0,1 i μ=0,15;

• przy przemieszczeniu Δl=25mm siła F2 jest o 3,6 i 4,7% mniejsza od siły F1, natomiast dla

przemieszczenia Δl=50mm (koniec procesu) różnica ta zmniejsza się i siła F2 jest mniejsza

od F1 już tylko o 0,8 i 1,2%; wartości odpowiadają kolejno μ=0,1 i μ=0,15;

• końcowa wartość osiągnięta dla przebiegu oznaczonego jako F3 jest najmniejsza i wynosi

224,6kN (μ=0,1) oraz 247,8kN (μ=0,15), jednak w zakresie przemieszczenia Δl=10÷34mm

wartości siły F1 przewyższają F2 maksymalnie o 3,5% (μ=0,1) i 4,7% (μ=0,15);

a) b)

Rys. 39. Przebiegi sił spęczających przy rozpęczaniu trójników skośnych wykonanych ze stali odpornej na korozję, rozpęczanych ciśnieniami opisanymi wg krzywych p1-3, dla współczynników tarcia: a) μ=0,1, b) μ=0,15.

Kolejne przebiegi sił przedstawione na Rys. 40 i Rys. 41 zarejestrowano w trakcie

rozpęczania odcinka rury wykonanego ze stali niestopowej E235 o wymiarach D=32mm i

g0=1,5mm. Rys. 40 obrazuje przebiegi sił spęczających dla trójników rozpęczanych ciśnieniami wg

krzywych p4-6 oraz przy współczynnikach tarcia μ=0,1 i μ=0,15. Z wykresów jasno wynika, iż

wzrost współczynnika tarcia powoduje przyrost siły spęczającej w trakcie całego procesu. Końcowe

wartości sił F dla μ=0,15 w porównaniu do μ=0,1 są większe o 12,2; 12,4 i 11,1%, odpowiednio dla

kolejnych przebiegów ciśnień od p4 do p6.

70

a) b)

c)

Rys. 40. Przebiegi sił spęczających przy rozpęczaniu trójników skośnych wykonanych ze stali niestopowej E235 dla

różnych współczynników tarcia, rozpęczanych ciśnieniami opisanymi wg krzywych: a) p4, b) p5, c) p6.

Z porównania przebiegów sił spęczających trójników rozpęczanych ciśnieniami opisanymi

wg krzywych p4-6 (Rys. 41) wynika, iż zwiększenie ciśnienia cieczy rozpęczającej z p6 do p4

powoduje również przyrost sił spęczających z F6 do F4. Największą końcową wartość siły

spęczającej odnotowano przy rozpęczaniu trójnika największym przebiegiem ciśnienia p4, dla

którego wartość zarejestrowanej siły wynosiła 269,2 i 302kN, odpowiednio dla μ=0,1 i μ=0,15. Z

kolei najmniejsza siła końcowa odpowiadała rozpęczaniu trójnika przebiegiem ciśnienia p6 i

wynosiła 251,5 i 279,4kN, odpowiednio dla μ=0,1 i μ=0,15. Wzrost ciśnienia dla tego przebiegu w

początkowej fazie procesu był największy co spowodowało również wzrost siły w początkowym

etapie procesu. Podobna sytuacja miała miejsce w końcowej fazie dla ciśnienia o przebiegu p5,

gdzie jego przyrost był największy, co również zostało odzwierciedlone we wzroście siły

spęczającej, która osiągnęła wartość 268 i 301,2kN, odpowiednio dla μ=0,1 i μ=0,15.

71

a) b)

Rys. 41. Przebiegi sił spęczających przy rozpęczaniu trójników skośnych wykonanych ze stali niestopowej E235, rozpęczanych ciśnieniami opisanymi wg krzywych p4-6, dla współczynników tarcia μ: a) 0,1 oraz b) 0,15.

Ostatnie zarejestrowane przebiegi sił spęczających przedstawiono na Rys. 42 oraz Rys. 43 i

są wynikiem rozpęczania trójnika skośnego wykonanego ze stali niestopowej E235+N przebiegami

ciśnień p7, p8 i p9. Pierwszy rysunek obrazuje wpływ wzrostu współczynnika tarcia μ z 0,1 do 0,15

na wzrost przebiegu siły spęczającej dla kolejnych przebiegów ciśnienia. Tak jak i w poprzednich

przypadkach, również i tym razem dla podanych warunków zanotowano wzrosty sił w całym

zakresie przemieszczenia. Maksymalne wartości dla kolejnych przebiegów ciśnienia p7-9 osiągnięto

przy przemieszczeniach Δl=50mm i dla μ=0,15 były większe o 11; 9,8 i 8,4% od μ=0,1.

a) b)

c)

Rys. 42. Przebiegi sił spęczających przy rozpęczaniu trójników skośnych wykonanych ze stali niestopowej E235+N dla

różnych współczynników tarcia, rozpęczanych ciśnieniami opisanymi wg krzywych: a) p7, b) p8, c) p9.

72

Na rysunku drugim (Rys. 43) przedstawiono kolejne porównania przebiegów sił

spęczających, które były wynikiem rozpęczania wyjściowego odcinka rury przebiegami ciśnień wg

Rys. 20c. Wzrost ciśnienia zadanego na wewnętrzne ścianki rur z p9 do p7 spowodował przyrosty sił

z F9 do F7. Końcowe, maksymalne siły dla skrajnego przebiegu F7 (oznaczony kolorem

czerwonym) wynosiły odpowiednio dla μ=0,1 i μ=0,15: 203,9 i 226,4kN. Siła F8 (kolor zielony)

posiadała równomierny przebieg i w całym zakresie była mniejsza od F7. Wartości końcowe jakie

osiągnięto wynosiły 200,3kN (μ=0,1) oraz 218,4kN (μ=0,15) i były nieznacznie mniejsze od

końcowych F7. Przebiegi siły F9 posiadały najniższe wartości spośród rozpatrywanych w tym

przypadku. W końcowej fazie procesu osiągnęły wartości mniejsze o 4,9 i 7,1% (kolejno dla μ=0,1

i μ=0,15) od końcowych F7. Należy zwrócić uwagę, iż przebiegi przedstawione na poniższych

wykresach są najbardziej równomierne względem siebie, co jest wynikiem dobrania odpowiednich,

również równomiernych przebiegów ciśnień rozpęczających w całym zakresie przemieszczenia.

a) b)

Rys. 43. Przebiegi sił spęczających przy rozpęczaniu trójników skośnych wykonanych ze stali niestopowej E235+N, rozpęczanych ciśnieniami opisanymi wg krzywych p7-9, dla współczynników tarcia μ: a) 0,1 oraz b) 0,15.

Dodatkowo na poniższym Rys. 44a zestawiono maksymalne przebiegi sił, które były

wynikiem rozpęczania trzech rodzajów trójników odpowiadającymi przebiegami ciśnień, wg

Rys. 44b. Największy przebieg siły F4 zanotowano przy rozpęczanie odcinka rury o największej

grubości początkowej g0=1,5mm wykonanego ze stali niestopowej E235 maksymalnym

przebiegiem ciśnienia p4. Wartość końcowa siły spęczającej dla tego trójnika wynosiła 269,4kN,

przy ciśnieniu 77MPa. Kolejne dwa przebiegi opisane jako F1 i F7 był wynikiem rozpęczania

odcinków rur odpowiednio ze stali odpornej na korozję X2CrTi12 i niestopowej E235+N o

grubościach początkowych ścianek wynoszących g0=1,2mm. W tym przypadku kształtowanie

odbywało się wg przebiegów ciśnień p1 i p7. Maksymalna wartość końcowa dla F1 jest o 15,4%

mniejsza od F4 i 12,1% większa od F7, co jest zgodne z odpowiadającymi przebiegami ciśnień.

73

a) b)

Rys. 44. Przebiegi sił spęczających (a) przy rozpęczaniu trójników skośnych wykonanych z różnych gatunków stali i dla zmiennej grubości początkowej odcinka rury, rozpęczanych ciśnieniami opisanymi wg krzywych p1, p4 i p7 (b).

4.4. Podsumowanie wyników symulacji

Wynikiem symulacji numerycznych procesu rozpęczania hydromechanicznego są trójniki

skośne, odwzorowujące wewnętrzny wykrój matrycy w stopniu zadowalającym, jednak

dopasowanie to jest uzależnione od parametrów procesu, które były zróżnicowane. Analizując

uzyskane rezultaty modelowania trójników skośnych o różnej grubości początkowej ścianki

(g0 równe 1,2 i 1,5mm), można wysunąć wnioski przedstawione poniżej.

Występują znaczące związki obliczonych rozkładów odkształceń, grubości ścianek,

intensywności naprężeń i odkształceń oraz przebiegów sił od przyjętych współczynników tarcia czy

zmian ciśnienia w trakcie rozpęczania. Obserwacje te można ująć następująco:

1. Zwiększenie współczynnika tarcia z μ=0,1 na μ=0,15 powoduje:

• w strefach: wejścia materiału w króciec, w dolnej środkowej części korpusy oraz na

promieniach r1 i r2 przejścia części rurowej w króciec zmniejszenie intensywności

odkształceń, natomiast na czaszy króćca i powierzchniach czołowych ich zwiększenie;

• znaczące zwiększenie pogrubienia ścianki trójnika w strefie od powierzchni czołowych do

promieni zaokrąglenia matrycy;

• zwiększenie intensywności naprężeń na czaszy króćca oraz na powierzchniach czołowych, a

jednocześnie ich zmniejszenie w dolnej środkowej części korpusu, jak również nieznacznie

na wejściu materiału w króciec;

• zwiększenie siły spęczającej w całym zakresie spęczania.

2. Rozpęczanie coraz większym przebiegiem ciśnienia odcinków rur z tych samych gatunków

stali powoduje:

• na wejścia materiału w króciec oraz na czaszy króćca zwiększenie intensywności

odkształceń, natomiast w dolnej środkowej części korpusu ich zmniejszenie;

74

• na czaszy króćca zwiększenie pocienienia, natomiast na powierzchniach czołowych i

promieniach przejścia części rurowej w króciec zmniejszenie pogrubienia ścianki trójnika;

• znaczące zwiększenie intensywności naprężeń na czaszy króćca;

• nieznaczne zwiększenie siły spęczającej, zgodnie z charakterystyką odpowiedniego

przebiegu ciśnienia rozpęczającego.

3. Zarówno zwiększenie grubości początkowej ścianki, jak również rozpęczanie odcinków rur

wykonanych z różnych gatunków stali, powoduje zwiększenie w całym zakresie

przemieszczenia przebiegów:

• ciśnienia rozpęczającego;

• osiowej siły spęczającej.

75

5. Badania eksperymentalne rozpęczania trójników

Badania doświadczalne miały na celu wykonanie stalowych trójników skośnych o

optymalnym kształcie oraz poznanie racjonalnych parametrów procesu rozpęczania

hydromechanicznego z jednoczesnym uwzględnieniem:

• własności mechanicznych;

• dopuszczalnych zmian ciśnienia cieczy rozpęczającej;

• siły osiowej spęczającej;

• zmian grubości ścianki na przekroju wzdłużnym trójnika.

Wyniki badań eksperymentalnych będą wykorzystane do porównania z rezultatami

otrzymanymi w wyniku wykonanych wcześniej symulacji numerycznych oraz mogą stanowić

podstawę technologiczną pod kątem ewentualnych wdrożeń przemysłowych.

5.1. Stanowisko do badań eksperymentalnych

Proces kształtowania trójnika skośnego wykonany został na stanowisku przeznaczonym do

rozpęczania hydromechanicznego w Zakładzie Technologii Materiałowych Katedry

Metaloznawstwa i Technologii Materiałowych na Wydziale Mechatroniki i Budowy Maszyn

Politechniki Świętokrzyskiej, którego widok przedstawiono na Rys. 45.

a) b)

Rys. 45. Stanowisk do rozpęczania hydromechanicznego trójników skośnych: a) mechaniczno-hydrauliczne, b) komputerowe.

76

Przedstawione powyżej stanowisko do badań eksperymentalnych składało się z

następujących podzespołów:

• maszyny wytrzymałościowej ZD 100 o nacisku 1MN;

• specjalistycznego narzędzia umożliwiającego rozpęczanie trójników skośnych o średnicy

D=32mm (Rys. 46);

• układu zasilania hydraulicznego, którego najważniejszym elementem była ręczna pompa

osiowa wytwarzająca ciśnienie p w zakresie 0÷150 MPa (Rys. 47);

• komputerowego stanowiska do pomiaru siły, ciśnienia i przemieszczenia z

oprogramowaniem POM-16 [81].

a) b)

Rys. 46. Wygląd rzeczywisty (a) oraz schemat (b) narzędzia do rozpęczania hydromechanicznego, w skład którego wchodziły: 1-stempel górny, 2-stempel dolny, 3-matryce, 4-płyta dolna, 5-płyta górna, 6-płyty zaciskające, 7-krążki gumowe, 8-słupy prowadzące, 9-czop mocujący, 10-otwór doprowadzający ciecz, 11-wyjściowy odcinek rury, 12-

rozpęczony hydromechanicznie trójnik skośny.

77

a) b)

Rys. 47. Wygląd rzeczywisty (a) oraz schemat (b) układu zasilania hydraulicznego, w skład którego wchodziły: 1- ręczna pompa osiowa, 2-pompa ręczna do zalewania olejem odcinka rury, 3-zawór odcinający, 4-manometr,

5-przetwornik analogowo-ciśnieniowy, 6-zbiornik oleju, 7-narzędzie.

a) b)

Rys. 48. Wygląd rzeczywisty (a) oraz wymiary (b) matrycy do rozpęczania hydromechanicznego trójników skośnych.

78

a) b)

Rys. 49. Wygląd rzeczywisty (a) oraz wymiary (b) stempla dolnego do rozpęczania hydromechanicznego trójników skośnych.

Główną częścią składową stanowiska jest narzędzie do rozpęczania hydromechanicznego,

którego projekt i wykonanie jest zgodne z patentem [40]. Wraz z układem zasilania było

wykorzystywane do wcześniejszych badań eksperymentalnych, których wyniki zostały

opublikowane w pracach [41-43, 46, 53].

Próby eksperymentalne wykonywano na opatentowanym stanowisku, zmodernizowanym i

doposażono pod kątem rozpęczania stalowych trójników skośnych. Z tego względu został

wykonany komplet matryc do rozpęczania trójnika równoprzelotowego o promieniach

rz=rk=16,1mm. Na Rys. 48 zobrazowano jedną matrycę wraz z wymiarami, która jest jednocześnie

79

lustrzanym odbiciem drugiej. Matryce zostały wykonane ze stali narzędziowej NC6 i były

hartowane do twardości 55 HRC w skali Rockwella.

Dodatkowo wykonano również komplet stempli spęczających (górny i dolny) o średnicy 32

mm wraz z nowym uszczelnieniem. Zostały wykonane podobnie jak matryce ze stali NC6

hartowanej do twardości 55HRC. Wygląd zewnętrzny oraz wymiary stempla dolnego zostały

przedstawione na Rys. 49. Stempel górny w porównaniu do dolnego nie posiadał otworu

doprowadzającego ciecz do wnętrza układu.

Charakterystyczną częścią obu stempli jest występ znajdujący się na obwodzie czoła

stempla, który został przedstawiony na powyższym rysunku w szczególe A. Taka budowa stempli

pozwala uszczelnić wnętrze rozpęczanego odcinka rury przez wgniecenie występu w jej ściankę

czołową, co z kolei zapobiega przed rozszczelnieniem układu i przerwaniem procesu. Podkładka

widoczna na rysunku a została wykonana z miedzi i spełnia funkcję uszczelnienia pomiędzy

elementem doprowadzającym ciecz roboczą a stemplem.

W trakcie badań eksperymentalnych procesu rozpęczania hydromechanicznego trójników

skośnych z odcinków rur obrano następującą kolejność wykonywania czynności:

• umieszczenie w wykroju matryc odcinka rury;

• złożenie matryc i umieszczenie ich w gnieździe stożkowym płyty dociskowej dolnej,

• zamknięcie narzędzia,

• napełnienie wnętrza odcinka rury olejem maszynowym przy pomocy ręcznej pompy

hydraulicznej do napełniania,

• włączenie prasy ZD 100 i spęczanie odcinka rury przy jednoczesnym wtłaczaniu cieczy do

wnętrza odcinka rury przy pomocy ręcznej pompy hydraulicznej,

• kontrola procesu w zakresie ciśnienia hydraulicznego i przemieszczenia prasy oraz

komputerowa rejestracja ciśnienia cieczy rozpęczającej, przemieszczenia stempli i siły

spęczającej,

• wyłączenie maszyny wytrzymałościowej po uzyskaniu określonego przemieszczenia

stempli,

• podniesienie płyty górnej narzędzia,

• wyjęcie matryc i gotowego trójnika skośnego.

Celem dokładnego określenie sił spęczających, próby eksperymentalne zostały poprzedzone

określeniem charakterystyki sił ugięcia krążków gumowych w zależności od przemieszczenia

stempli, co wynikało ze specyfiki działania narzędzia do rozpęczania. Uzyskane wartości w dalszej

kolejności zostały odjęte od sił spęczających zarejestrowanych w trakcie każdej z prób

80

eksperymentalnych. W skład narzędzia do rozpęczania wchodziło 16 identycznych krążków

wykonanych z mieszanki gumowej olejoodpornej na bazie kauczuku EPDM (Etylo-Propylenowe-

Dienowe-Monomery), której własności przedstawiono w Tablica 12, zgodnie z wymaganiami

normy branżowej [90].

Tablica 12. Własności gumy użytej do wykonania krążków.

Twardość Wytrzymałość na rozciąganie

Wydłużenie w chwili zerwania Materiał

°Sh Rm, MPa A, %

Podwyższona odporność

Odporność na działanie

cieczy

mieszanka gumowa 75÷78 11,1 360 starzenie

cieplne olej,

benzyna

Do pomiarów zastosowano urządzenia rejestrujące ciśnienie i przemieszczenia. Pomiar siły

wykonano przy pomocy indukcyjnego czujnika przemieszczenia, zamocowanego do ramienia

dzwigni siłomierza hydraulicznej prasy ZD 100. Taki sam czujnik rejestrujący przemieszczenie

stempli spęczających przymocowano do prowadnic maszyny wytrzymałościowej. Zastosowane dwa

czujniki przemieszczenia to transformatorowe przetworniki przemieszczeń liniowych PLx200.

Głównym elementem przetwornika jest transformator różnicowy umieszczony w cylindrycznej,

stalowej obudowie. W cewce transformatora znajduje się ruchomy rdzeń magnetyczny, od

przyłożenia którego zależny jest sygnał wyjściowy. Zakres pomiarowy czujnika wynosi ±100 mm,

natomiast nieliniowość podawana przez producenta jest ≤0,5%. Pomiaru ciśnienia dokonano za

pomocą przetwornika nadciśnienia NPXG 1000 o zakresie pomiarowym 0÷100 MPa i błędzie

podstawowym podawanym przez producenta ≤0,5%. Wewnątrz obudowy ze stali kwasoodpornej

znajduje się wysokiej jakości piezorezystancyjny czujnik ciśnienia i układ elektroniczny. Mierzone

ciśnienie działa na czujnik powodując zmianę rezystancji piezorezystorów połączonych w mostek.

Na jego wyjściu pojawia się sygnał napięciowy proporcjonalny do mierzonego ciśnienia. Wszystkie

wymienione czujniki i przetwornik są wyprodukowane przez firmę PELTRON Ltd.

z Warszawy [82].

Przetworzenie sygnału wyjściowego z przetwornika odbywało się przez ośmiokanałowy

miernik przemieszczeń liniowych MPL108, również firmy PELTRON. Wyposażony jest w

generator wysoko-stabilny zasilający przetwornik przemieszczeń liniowych, z którego sygnał

wyjściowy podawany jest na wejście wzmacniacza symetrycznego. Dalej przez modulator

synchroniczny i filtr dolnoprzepustowy sygnał jest podawany na wzmacniacz wyjściowy. Na

wyjściu otrzymany jest standardowy sygnał napięciowy. Błąd podstawowy wzmacniacza jest

81

≤±0,1% zakresu pomiarowego, temperaturowy ≤±0,02%/°C oraz pomiarowy woltomierza

cyfrowego ≤0,1% [83].

Sygnał napięciowy podawano do jednego z kanałów karty 12-bitowego przetwornika

analogowo-cyfrowego LC 011-1612 firmy Ambex, którą zainstalowano w komputerze PC z

licencjonowanym oprogramowaniem POM-16. Tak uzyskane dane służyły do przedstawienia

wykresów wartości siły i ciśnienia w funkcji przemieszczenia [81].

Tor do pomiaru siły osiowej skalowano na podstawie wskazań maszyny do badań

wytrzymałościowych ZD 100. Maszyna ta jest maszyną klasy 1. Oznacza to, że zgodnie z

wytycznymi zawartymi w Rozporządzeniu Ministra Gospodarki, Pracy i Polityki Społecznej, z dnia

4 lutego 2004 roku [84], względny błąd wskazania jest ≤1,5%. Całkowity błąd pomiaru uzależniony

jest od błędów: skalowania, przetwarzania wielkości analogowych (siła → napięcie, ciśnienie →

napięcie) i analogowo-cyfrowych. Na błąd przetwarzania siła → napięcie, z zastosowaniem

czujnika przemieszczenia, składają się: nieliniowość czujnika oraz wzmacniacza, niestabilność

napięcia zasilającego. Błąd przetwarzania ciśnienie → napięcie dla czujnika ciśnienia uzależniony

jest od błędu podstawowego czujnika. Na podstawie danych producentów poszczególnych

elementów toru pomiarowego, sumaryczny błąd względny pomiaru otrzymany z arytmetycznego

sumowania wynosi nie więcej niż 2,5% i 0,5%, odpowiednio dla siły i ciśnienia.

5.2. Wyniki badań eksperymentalnych

Materiałem wyjściowym do badań były odcinki rur z różnych gatunków stali o średnicy

zewnętrznej D=32mm i grubościach ścianek g0=1,2mm (stal odporna na korozję X2CrTi12 oraz

niestopowa E235+N), g0=1,5mm (stal niestopowa E235) oraz g0=1,95mm (stal niestopowa St3SAl).

Długość próbek wynosiła l0=140mm (stal odporna na korozję i niestopowa E235) oraz l0=130mm

(stal niestopowa E235+N i St3SAl). Własności użytych do badań materiałów zostały zamieszczone

w Tablica 1 (rozdział 4.1). Jak wspomniano na wstępie prezentowania wyników symulacji

numerycznych, trójnik wykonany ze stali St3SAl nie został prawidłowo ukształtowany ze względu

na ograniczenia urządzenia pomiarowego. Uzyskane orientacyjne wyniki przebiegu ciśnienia cieczy

i siły spęczającej posłużą jedynie do porównania z pozostałymi przypadkami.

Prawidłowo ukształtowany element gotowy, jakim jest trójnik skośny (w tym przypadku

wykonany ze stali odpornej na korozję) został zobrazowany na Rys. 50a. Trójnik rozpęczano

ciśnieniem przedstawionym na Rys. 50b.

82

a)

b)

Rys. 50. Wygląd gotowego trójnika skośnego wykonanego ze stali odpornej na korozję (a), rozpęczanego przebiegiem

ciśnienia przedstawionym na wykresie (b).

W celu zobrazowania procesu rozpęczania trójnika skośnego zostały wykonane kolejne

etapy kształtowania dla tego samego przebiegu ciśnienia (Rys. 50b). Sumaryczne przemieszczenie

stempli osiowych zwiększano o 10mm. Rys. 51 przedstawia kolejne etapy procesu, od wyjściowego

odcinka rury o długości l0=140mm do gotowego elementu w postaci trójnika, którego długość

korpusu wynosiła l=90mm.

Rys. 51. Kolejne etapy kształtowania trójnika skośnego ze stali odpornej na korozję, od wyjściowego odcinka rury do gotowego elementu.

Poprawne ukształtowanie elementu gotowego wymaga właściwego dobrania ciśnienia cieczy

oraz jego zmian w trakcie trwania procesu. Rozpęczanie odcinka rury zbyt małym ciśnieniem

skutkuje wystąpieniem fałdowania w części rurowej trójnika bądź wklęśnięciem w miejscu

przejścia materiału w króciec, Rys. 3a. W sytuacji zbyt wysokiego ciśnienia zarówno w fazie

początkowej, jak i końcowej procesu następuje pęknięcie (rozerwanie) czaszy króćca. Tego rodzaju

83

wady zobrazowano na Rys. 52 wraz z charakterystycznymi wgnieceniami ścianki na czole odcinka

rury, pochodzącymi od występu znajdującego się na czole stempla.

a) b)

Rys. 52. Trójniki skośne z pękniętą (rozerwaną) czaszą króćca w fazie rozpęczania: a) wstępnej, b) końcowej.

5.2.1. Przebieg ciśnienia cieczy i siły osiowej

W trakcie procesu rozpęczania hydromechanicznego, ciśnienie czynnika rozpęczającego

wnętrze odcinka rury oraz siła spęczająca są głównymi parametrami procesu. Jak już opisano

wcześniej, określenie właściwego ciśnienia pociąga za sobą wykonanie wstępnych prób

eksperymentalnych i ustalenie zarówno wartości minimalnej w celu wyeliminowania fałdowania

rozpęczanego trójnika (szczególnie w początkowej fazie procesu), jak również maksymalnej, co

pozwoli ograniczyć pękanie czaszy króćca.

Wspomniane parametry procesu rozpęcznia w postaci ciśnienia wewnętrznego i

odpowiadającej mu siły spęczającej dla kolejnych odcinków rur o określonych długościach i

wykonanych z różnych gatunków stali, zostały przedstawione na Rys. 53-Rys. 55. Oznaczenia

kolejnych przebiegów ciśnienia p1-10 odpowiadają kolejnym przebiegom sił spęczających F1-10. Jako

ciecz roboczą, rozpęczającą w trakcie badań zastosowano olej maszynowy.

Na wstępie omawiania wyników eksperymentalnych należy zwrócić uwagę, iż

doświadczalne przebiegi ciśnień i sił nacisku nie rozpoczynają się w początku układu

współrzędnych tak jak to ma miejsce w przypadku obliczeń numerycznych, ale od pewnych

ustalonych wartości początkowych. Powodem tego jest wstępne spęczenie odcinka rury w celu

wykonania wgłębień na czołach odcinków rur przez stożkowy występ znajdujący się na

powierzchniach czołowych stempla górnego i dolnego. Powoduje to uszczelnienie układu i

możliwość wzrostu ciśnienia wewnątrz rozpęczanego odcinka rury. Początkowy przyrost ciśnienia

zostaje ustalony przy przemieszczeniu trawersy prasy, które nie przekracza 2mm.

84

Na Rys. 53 zobrazowano eksperymentalne parametry procesu rozpęczania trójnika

wykonanego ze stali odpornej na korozję. Przebieg ciśnienia (Rys. 53a) oznaczony jako p1 ilustruje

maksymalne wartości ciśnienia, po przekroczeniu których czasza króćca ulega pęknięciu i następuje

przerwanie procesu. Uzyskana wartość końcowa dla tego przebiegu wynosiła 63,1MPa.

Początkowy przebieg krzywej opisanej jako p2 (do przemieszczenia ∆l=35mm) określa granicę

minimalnej wartości ciśnienia, zmniejszenie której powoduje wystąpienie fałd w korpusie trójnika.

Maksymalne ciśnienie zarejestrowane przy tym przebiegu wynosiło 60,3MPa. Odcinek rury

poddano również rozpęczaniu z przebiegiem p3, który do przemieszczenia ∆l=35mm był większy

od przebiegu p2, natomiast w końcowej fazie rozpęczania przyrost ciśnienia został zmniejszony,

osiągając wartość końcową na poziomie 54,1MPa. Jednak w tym przypadku nie osiągnięto

przemieszczenia końcowego równego 50mm, lecz proces został zatrzymany po przekroczeniu

∆l=47mm.

Z kolei na Rys. 53b zilustrowano zmiany wartości sił spęczających dla kolejnych

przebiegów ciśnień. Największa wartość siły zarejestrowana dla przebiegu F1 wynosiła w końcowej

fazie 229,3kN, co odpowiadało rozpęczaniu trójnika z maksymalnym przebiegiem ciśnienia p1.

Wartości sił w trakcie początkowej i końcowej fazy procesu dla przebiegów ciśnień p2 i p3 były

porównywalne. Nieznaczne zwiększenie siły spęczającej F3 o około 4,9% w porównaniu do F2 jest

widoczne przy przemieszczeniu ∆l=10÷30mm z uwagi na wzrost przebiegu ciśnienia p3 w zakresie

takiego przemieszczenia. Wartości siły F1 są większe średnio o 3,6-6,6% od siły F3 w trakcie całego

procesu.

a) b)

Rys. 53. Parametry procesu rozpęczania trójników skośnych ze stali odpornej na korozję: a) przebiegi ciśnienia, b) siły spęczające odpowiadające kolejnym przebiegom ciśnienia.

Wyniki parametrów zarejestrowanych w trakcie procesu kształtowania trójnika skośnego

wykonanego ze stali niestopowej E235 przedstawiono na Rys. 54. Kolejne przebiegi p4-6

odpowiadały kolejnym zmianom sił spęczających F4-6. Największy przebieg ciśnienia na Rys. 54a

obrazuje krzywa p4, której wartość końcowa odpowiada ciśnieniu 75,8MPa i jest o 39,6% większa

85

od maksymalnego ciśnienia, jakie zostało osiągnięte przy rozpęczaniu trójnika najmniejszym

przebiegiem p6. Jednak z drugiej strony wzrost ciśnienia wg p6 w początkowej fazie procesu jest

największy spośród rozpatrywanych dla tego przypadku. Zmiana ciśnienia wg krzywej p5 obrazuje

jego najszybszy przyrost po przekroczeniu przemieszczenia Δl=10mm, co skutkuje osiągnięciem

wartości końcowego ciśnienia mniejszego jedynie o 1,6% od końcowego ciśnienia p4.

Przyrosty sił spęczających z Rys. 54b postępują wraz ze wzrostem ciśnień cieczy w trakcie

procesu. Skrajne przyrosty sił F4 i F6 odpowiadały zakresom ciśnień roboczych p4 i p6. Maksymalna

wartość siły dla największego przebiegu F4 równała się 255,3kN, natomiast dla F6 wynosiła

239,8kN. Początkowo szybszy przyrost przebiegu ciśnienia p6 znalazł odzwierciedlenie w

zwiększonej sile spęczającej F6 dla etapu początkowego; do Δl=10mm. Siła spęczająca F5,

podobnie jak ciśnienie p5 ma większą tendencję wzrostową w porównaniu do pozostałych sił

spęczających i osiąga największą wartość końcową spośród rozpatrywanych przebiegów sił dla

tego przypadku, która wynosi 256,5kN. Należy jednak zwrócić uwagę, że zwiększony przyrost

ciśnienia p5 w porównaniu do p6 przy przemieszczeniu od 20 do 35mm nie powoduje zwiększenia

siły spęczającej. Dopiero znaczna różnica ciśnienia (ok. 18MPa), powoduje wyraźne zwiększenie

przebiegu siły.

a) b)

Rys. 54. Parametry procesu rozpęczania trójników skośnych ze stali niestopowej E235: a) przebiegi ciśnienia, b) siły spęczające odpowiadające kolejnym przebiegom ciśnienia.

Ostatnie rozpęczane trójniki skośne, dla których końcowe odwzorowanie wykroju

wewnętrznego matrycy było zadowalające, zostały wykonane z odcinków rur o długościach

l0=130mm. Materiałem wyjściowym do produkcji tych rur była stal niestopowa E235+N.

Rozpęczano je ciśnieniami zgodnymi z p7-9, których przebieg zobrazowano na Rys. 55a. Podobnie

jak w przypadku rozpęczania poprzednich trójników kolor czerwony oznacza maksymalny przebieg

ciśnienia i są to graniczne wartości, po przekroczeniu których następowało pęknięcie czaszy króćca.

Kolorem czarnym natomiast oznaczono przebieg p9, który określa ciśnienie minimalne przy którym

nie występuje już pofałdowanie ścianki. Zmiana ciśnienia oznaczona jako p8 była przebiegiem

86

pośrednim i rozpęczanie w takich warunkach zakończono przy wartości ciśnienia wynoszącej

45,3MPa. Wartość ta była większa od końcowego ciśnienia dla przebiegu p9 o 21,1%, natomiast

mniejsza od końcowego ciśnienia p7 o 11,5%. Przyrosty ciśnień w początkowej fazie procesu

ulegały zwiększeniu od przebiegu p9 do p7. Różnica wartości pomiędzy granicznymi przebiegami w

początkowej fazie procesu, po ustaleniu równomiernego wzrostu ciśnienia dla wszystkich

przebiegów (przy Δl=7mm), wynosiła 6MPa, natomiast ciśnienia końcowe skrajnych przebiegów

różniły się o 13,8MPa. Przebiegi te po przekroczeniu przemieszczenia Δl=29mm znajdowały się na

stałym poziomie do zakończenia próby rozpęczania. Stały poziom ciśnienia dla przebiegu p8

osiągnięto dopiero po przemieszczeniu stempli wynoszącym 39mm.

Z analizy zmiany sił rozpęczających, które przedstawiono na Rys. 55b można zaobserwować

takie same zależności jak w przypadku rozpęczania wcześniej omawianych trójników skośnych.

Wraz ze wzrostem ciśnienia cieczy roboczej oraz przyrostem przebiegów ciśnień odnotowano

zwiększenie wartości sił i ich przebiegów. Zatem największe wartości siły dla przebiegu F7

osiągnięto przy rozpęczaniu trójnika maksymalnym przebiegiem ciśnienia p7, natomiast siły

najmniejsze zarejestrowano dla przebiegu F9. Końcowe, maksymalne wartości w kolejnych

przebiegach F7-9 wynosiły odpowiednio: 203,2; 199,6 i 183,9kN. Zarówno wolniejszy przyrost

ciśnienia o przebiegu p9 w początkowej fazie procesu, jak i jego mniejsze wartości w trakcie

rozpęczania spowodowały, iż zarejestrowany przebieg siły F9 znacznie odbiega od pozostałych. Dla

przykładu maksymalna różnica przy przemieszczeniu Δl=30,5mm pomiędzy przebiegami F7 i F8

wynosiła 5,8kN, natomiast pomiędzy F7 i F6 dochodziła do 19,4kN. Późniejsze ustalenie przebiegu

p8 na stały poziomie, czyli dłuższy przyrost ciśnienia do maksymalnych wartości (od Δl=39mm)

powoduje nieznacznie większy przyrost siły spęczającej F8 w porównaniu do pozostałych.

a) b)

Rys. 55. Parametry procesu rozpęczania trójników skośnych ze stali niestopowej E235+N: a) przebiegi ciśnienia, b) siły spęczające odpowiadające kolejnym przebiegom ciśnienia.

Należy zwrócić szczególną uwagę, że równie ważnym parametrem procesu rozpęczania

hydromechanicznego obok ciśnienia jest siła spęczająca, ponieważ to właśnie dwustronne spęczanie

87

odcinka rury umożliwia uzyskanie króćców o znacznych długościach. Odpowiednio dobrane

ciśnienie ma przede wszystkim dokładnie odwzorować kształt trójnika skośnego zgodnie z

wykrojem wewnętrznym matrycy. Najtrudniejszym obszarem do odwzorowania jest promień

przejścia materiału z korpusu w króciec oraz powierzchnia na obwodzie króćca.

Uzyskane przebiegi sił eksperymentalnych zostały pomniejszone o charakterystykę ugięcia

krążków gumowych i przedstawione na Rys. 53b-Rys. 55b. We wszystkich tych przypadkach siła

rośnie wraz ze wzrostem osiowego spęczania odcinka rury oraz zwiększaniem zastosowanych

ciśnień. Główne różnice obserwowano przy rozpęczaniu skrajnymi przebiegami dopuszczalnych

ciśnień roboczych.

Na Rys. 56 i Rys. 57 zestawiono doświadczalne przebiegi siłowe uzyskane przy rozpęczaniu

odcinków rur wykonanych z różnych gatunków stali porównywalnymi przebiegami ciśnień.

Grubości początkowe ścianek rozpęczanych odcinków rur były zróżnicowane. Trójniki wykonane

ze stali odpornej na korozję i niestopowej E235+N o grubości początkowej odcinka rury g0=1,2mm

rozpęczano podobnymi przebiegami ciśnień wg p2 i p8 (Rys. 56b) w zakresie przemieszczenia

Δl=0÷29mm. Uzyskane przebiegi sił spęczających (Rys. 56a) w tym zakresie były zbliżone.

Dopiero znaczny wzrost przebiegu ciśnienia p2 w porównaniu do p8 pociągnął za sobą zwiększony

przyrost siły spęczającej F2. W powyższym przypadku zauważalne różnice są jedynie w

wysokościach króćców H, które dla stali odpornej na korozję i niestopowej E235+N wynosiły

odpowiednio: 21 i 22,5mm.

a) b)

Rys. 56. Porównanie przebiegów siłowych (a) uzyskanych przy rozpęczaniu odcinków rur ze stali odpornej na korozję i niestopowej E235+N o grubości ścianki g0=1,2mm i D=32mm porównywalnymi zmianami ciśnień (b).

Na Rys. 57 porównano przebiegi sił spęczających, które były wynikiem kształtowania

odcinków rur wykonanych ze stali niestopowej E235 i St3SAl, których grubości początkowe g0

wynosiły odpowiednio 1,5 i 1,95mm. Rozpęczanie trójnika ze stali St3SAl przebiegiem ciśnienia

p10 skutkuje powstaniem fałd w jego korpusie oraz brakiem pełnego odwzorowania wykroju

matrycy na króćcu od strony promienia r1 (Rys. 58). Pozwala to stwierdzić, że ciśnienie cieczy w

88

trakcie procesu było zbyt niskie. Pomimo nieprawidłowego kształtu końcowego, dla przebiegu

ciśnienia p10 mniejszego od p5 (Rys. 57b), przebieg siły spęczającej F10 jest znacznie większy od F5

(Rys. 57a). Końcowa siła spęczająca F10 jest o 10,3% większa od końcowej F5. Z całą

stanowczością można stwierdzić, iż w przypadku prawidłowego kształtu końcowego trójnika ze

stali St3SAl, a co za tym idzie rozpęczaniu znacznie wyższym ciśnieniem, przebieg siły spęczającej

byłby jeszcze większy.

a) b)

Rys. 57. Porównanie przebiegów siłowych (a) uzyskanych przy rozpęczaniu odcinków rur ze stali niestopowej E235 (g0=1,5mm, D=32mm) i St3SAl (g0=1,95mm, D=32mm) porównywalnymi zmianami ciśnień (b).

a) b)

Rys. 58. Trójnik wykonany ze stali niestopowej St3SAl z widocznymi wadami kształtu od strony:

a) zewnętrznej, b) wewnętrznej.

5.2.2. Zmiana grubości ścianki

Uzyskane trójniki skośne z wykonanych badań eksperymentalnych zostały poddane obróbce

mechanicznej w celu uzyskania przekroju wzdłużnego. Pomiarów grubości ścianki dokonano na

krawędzi górnej i dolnej otrzymanych próbek w określonych punktach pomiarowych, które dla

każdego rozpatrywanego przypadku były rozmieszczone w tych samych miejscach, Rys. 59a.

Pomiaru dokonano za pomocą mikrometru zewnętrznego ze stożkowymi powierzchniami

mierniczymi oraz suwmiarki z dokładnością odpowiednio 0,01 i 0,05mm.

89

Rozpatrując rozkłady grubości na przekroju wzdłużnych trójników uzyskanych w trakcie

badań doświadczalnych stwierdzono, że w każdym z nich (niezależnie od przebiegu ciśnienia

cieczy rozpęczającej) mają one taki sam charakter. Największe pocienienie występuje w środkowej

części czaszy króćca, jednak bliżej jej prawego promienia zaokrąglenia. Z kolei pogrubienie ścianki

zlokalizowane jest od powierzchni czołowych trójnika do promieni przejścia materiału z korpusu w

króciec, osiągając dla każdego trójnika największe wartości w początkowym odcinku zaokrąglenia.

Biorąc pod uwagę dwa promienie zaokrąglenia trójnika r1 i r2, większe pogrubienie mam miejsce

na promieniu r2, czyli przy kącie ostrym nachylenia króćca do korpusu.

Wynikiem rozpęczania odcinków rur wykonanych ze stali X2CrTi12 przebiegami ciśnień

p1-3 są trójniki skośne, których zmiany grubości zostały zobrazowane na Rys. 59. Z porównania

kolejnych rozkładów wynika, iż wraz ze wzrostem przebiegu ciśnienia cieczy roboczej pocienienie

czaszy króćca wzrasta, osiągając maksymalnie 25% dla p1. Wartość minimalna pocienienia w tym

obszarze wystąpiła dla trójnika rozpęczanego ciśnieniem p3 i wynosiła 15%. Maksymalne

pogrubienie na powierzchni czołowej lewej zanotowano dla trójnika rozpęczanego ciśnieniem p1 i

wynosiło 45,8%. Rozpatrując promienie przejścia materiału z korpusu w króciec odnotowano, iż

dla wszystkich przypadków pogrubienia na r2 są około 6,9% większe niż na r1. Dla tego rodzaju

gatunku materiału optymalny rozkład grubości i wypełnienie wykroju matrycy uzyskano

rozpęczając odcinek rury ciśnieniem p2. Różnica pomiędzy pogrubieniem zlokalizowanym na

promieniu r2 a pocienieniem czaszy króćca wynosi w tym przypadku 0,79mm. W dolnej krawędzi

korpusu mamy do czynienie wyłącznie z pogrubieniem materiału. Najmniejsza wartość pogrubienia

zlokalizowana jest obszarze środkowym korpusu, gdzie materiał z jego części dolnej przemieszcza

się w króciec. Widoczne jest to na Rys. 59c w postaci linii płynięcia materiału w trakcie

kształtowania. Porównując grubości ścianek przy powierzchniach czołowych na krawędzi dolnej i

górnej wynika, iż układ wartości w tych punktach dla kolejnych przebiegów ciśnienia jest taki sam,

np. pogrubienie na powierzchni czołowej lewej dla przebiegu p1 jest największe zarówno dla

dolnej, jak i górnej krawędzi, natomiast dla przebiegu p3 pogrubienie jest najmniejsze dla obu

krawędzi. Należy zwrócić uwagę, że rozpęczanie trójnika przebiegiem p3 zostało przedwcześnie

przerwane, osiągając przemieszczenie końcowe Δl=47mm. Przypuszczalnie pogrubienie wywołane

przemieszczeniem stempli do wartości Δl=50mm byłoby zwiększone.

90

a)

b)

c)

Rys. 59. Rozmieszczenie punktów pomiarowych na krawędzi górnej i dolnej przekroju wzdłużnego trójnika skośnego

(a), zmiany grubości ścianek w wyznaczonych punktach pomiarowych (b) oraz wygląd rzeczywisty trójników rozpęczanych eksperymentalnymi przebiegami ciśnień od p1 do p3 (c).

Kolejne zmiany grubości ścianek trójników skośnych wzdłuż krawędzi na przekroju

wzdłużnym zostały zobrazowane na Rys. 60a. Podobnie jak w przypadku poprzednim zwiększenie

pocienienia postępuje wraz ze wzrostem przebiegu ciśnienia cieczy rozpęczającej i zlokalizowane

jest w czaszy króćca. Dla przebiegu p4 pocienienie osiąga 28%, natomiast dla p6 wynosi 7,3%

wartości początkowej g0=1,5mm, jednak w tym przypadku odwzorowanie wykroju wewnętrznego

króćca matrycy jest niezadowalające. Brak jest ścisłego przylegania powierzchni zewnętrznej

trójnika do wykroju matrycy. Optymalny rozkład grubości ścianki i kształt końcowy dla tego

rodzaju materiału i wymiarów początkowych uzyskano rozpęczając trójnik ciśnieniem p5, czyli

drugi przedstawiony na Rys. 60b. Różnica pomiędzy maksymalną a minimalną grubością ścianki

dla tego trójnika wynosi 1,1mm. Biorąc pod uwagę krawędź dolną korpusu zaobserwowano, iż

przyrost ciśnienia z p4 do p6 spowodował zwiększenie pogrubienia na całej długości korpusu. Dla p6

zwiększenie grubości ścianki oscylowało w granicy 45-57%, natomiast dla p4 wahało się pomiędzy

30 a 43%.

91

a)

b)

Rys. 60. Zmiany grubości ścianek w wyznaczonych punktach pomiarowych krawędzi górnej i dolnej trójników

rozpęczanych eksperymentalnymi przebiegami ciśnień od p4 do p6 (a) oraz ich wygląd rzeczywisty (b).

Rozpęczanie hydromechaniczne odcinków rur wykonanych ze stali niestopowej E235+N

przebiegami ciśnień p7-9 (Rys. 61b) pozwoliło uzyskać trójniki skośne, których wygląd rzeczywisty

na przekroju wzdłużnym przedstawiono na Rys. 61c. Po przeanalizowaniu zmiany grubości ścianki

wzdłuż krawędzi górnej i dolnej stwierdzono jednoznacznie, że zależności jakie zanotowano w

przypadku trójników wyżej opisanych, potwierdzają się również i tutaj. Wzrost pocieniania czaszy

króćca oraz zmniejszenie pogrubienia w obszarach od powierzchni czołowych do promieni

zaokrąglenia r1 i r2 postępował wraz ze wzrostem przebiegu ciśnienia od p8 do p7. Największe

pogrubienie odnotowano na r2 dla ciśnienia p8, które wynosiło 56,7% i było większe od pozostałych

o ok. 5%. Znaczne zwiększenie grubości dla tego trójnika na promieniach przejścia materiału z

korpusu w króciec w porównaniu do pozostałych trójników było powodem większego

przemieszczenia całkowitego stempli osiowych, które wynosiło Δl=56mm. Pocienienia czasz

króćców wynosiły 31,7; 18,3 i 13,3%, odpowiednio dla ciśnienia od p7 do p8. Optymalny kształt

końcowy oraz rozkład grubości wzdłuż obu krawędzi uzyskano rozpęczając odcinek rury

ciśnieniem p8. Różnica pomiędzy skrajnymi wartościami grubości ścianki wzdłuż krawędzi górnej

dla tego trójnika wynosiła 0,82mm. Taka sama zależność odnosi się do krawędzi dolnej korpusu.

Najmniejsze pogrubienie występuje dla przebiegu ciśnienia p7 i osiąga wartość 17,5%, natomiast

największe dla p9 i wynosi 33,3%. Wartości minimalne grubości ścianki wzdłuż krawędzi dolnej

92

zlokalizowane są w środkowej części korpusu. Należy nadmienić, iż wzdłuż krawędzi dolnej mamy

do czynienia wyłącznie z pogrubieniem materiału.

a)

b)

c)

Rys. 61. Zmiany grubości ścianek w wyznaczonych punktach pomiarowych krawędzi górnej i dolnej (a) trójników

rozpęczanych eksperymentalnymi przebiegami ciśnień od p7 do p9 (b) oraz ich wygląd rzeczywisty (c).

Na Rys. 62a zobrazowano różnice w rozkładach grubości ściankek wzdłuż krawędzi górnej

trójników, dla których odwzorowanie wykroju matrycy i zmiany grubości ścianki były najlepsze

spośród rozpatrywanych. Celem uzyskania takich trójników, początkowe odcinki rur rozpęczano

przebiegami ciśnień przedstawionymi na Rys. 62b, a efektem tego rozpęczania były trójniki skośne

zobrazowane na Rys. 62c i d. Odcinek rury o grubości początkowej g0=1,5mm rozpęczano

przebiegiem ciśnienia p5 przewyższającym w całym swoim zakresie pozostałe przebiegi. Również

siła spęczająca, jaką zarejestrowano w tym przypadku była znacznie wyższa od pozostałych.

Analizując zmiany grubości poszczególnych trójników stwierdzono, że największe pogrubienie

dochodzące do 55,3% występuje dla trójnika wykonanego ze stali niestopowej E235, rozpęczanego

przebiegiem ciśnienia p5. Z kolei największe pocienienie, sięgające 23,3%, zanotowano dla trójnika

93

ze stali odpornej na korozję, rozpęczanego przebiegiem ciśnienia p2. Wartości pocienienia dla

pozostałych dwóch trójników osiągnęły 18%. Jednak w przypadku trójnika ze stali X2CrTi12

pogrubienie na promieniu r2 było najmniejsze i wynosiło 42,5%. Biorąc pod uwagę maksymalne

odchyłki grubości ścianki od wartości początkowej stwierdzono, że największa różnica wynosząca

1,1mm występuje dla stali niestopowej E235, natomiast dla stali odpornej na korozję i niestopowej

po obróbce normalizującej różnice te wynosiły odpowiednio 0,79 i 0,82mm. Zwraca się uwagę na

to, iż dla tych samych grubości początkowych rozpęczanych odcinków rur uzyskane trójniki skośne

miały podobne zmiany grubości wzdłuż krawędzi górnej. Jedyne zauważalne różnice, jakie

występują w przypadku tych dwóch trójników dotyczą wysokości króćców, które zostały

przedstawione w następnym podrozdziale.

a)

b)

c)

d)

Rys. 62. Zmiany grubości ścianek w wyznaczonych punktach pomiarowych krawędzi górnej i dolnej trójników (a)

rozpęczanych eksperymentalnymi przebiegami ciśnień p2, p5 i p8 (b) oraz ich wygląd rzeczywisty od strony zewnętrznej (c) i wewnętrznej (d).

94

5.2.3. Porównanie wysokości króćców

Wysokości króćców trzech trójników wykonanych z różnych gatunków stali i rozpęczanych

ciśnieniami p5, p2 i p8 (Rys. 62b), dla których odwzorowanie wykroju wewnętrznego matrycy było

najlepsze, zestawiono na Rys. 63. Na podstawie wykresu stwierdzono, że największą wysokość

posiadają króćce trójników ze stali niestopowych E235 oraz E235+N. Wysokość króćca trójnika

wykonanego ze stali odpornej na korozję X2CrTi12 jest mniejsza od pozostałych o ok. 1,5mm.

Porównując rozpęczanie odcinków rur o takich samych grubościach początkowych g0=1,2mm

należy zwrócić uwagę, iż zarówno końcowa siła spęczająca, jak i ciśnienie cieczy rozpęczającej

osiągają wyższe wartości w przypadku trójnika ze stali odpornej na korozję. Pomimo tego

wysokość tego trójnika jest mniejsza. Zwraca się uwagę, iż w rozważaniach rozpatrywano trójniki

posiadające nie tylko najlepszy rozkład grubości i odwzorowanie wykroju matrycy ale również te,

których czasze króćców były najbardziej zbliżone kształtem do siebie, tzn. posiadające taką sama

wypukłość w celu poprawnego określenia wysokości króćców.

Rys. 63. Porównanie wysokości króćców otrzymanych trójników skośnych, rozpęczanych ciśnieniami

wg przebiegów p5, p2 i p8.

5.3. Podsumowanie wyników eksperymentu

Wykonane doświadczenia eksperymentalne procesu rozpęczania hydromechanicznego

trójników skośnych pozwoliły określić wpływ parametrów procesu, składu chemicznego i

własności mechanicznych rozpatrywanych gatunków stali na wyrób gotowy. Z tego względu

określić można co następuje:

1. Poprawne kształtowanie i końcowe odwzorowanie wykroju wewnętrznego matrycy a w

szczególności obszaru króćca jednoznacznie określa przydatność tej technologii do rozpęczania

trójników skośnych, dla których grubość początkowa rozpęczanego odcinka rury wynosi 1,2

oraz 1,5mm przy średnicy początkowej D=32mm.

2. Rozpęczanie odcinka rury coraz większym przebiegiem ciśnienia prowadzi do większego

odkształcenia plastycznego czaszy króćca co z kolei skutkuje brakiem pełnego odwzorowania

wykroju matrycy w obszarze górnym króćca. W sytuacji odwrotnej, gdy przebieg ciśnienia

95

rozpęczającego jest zbyt mały, czasza króćca narażona jest w mniejszym stopni na naprężenia

rozciągające, lecz jednocześnie materiał na wejściu w króciec w sposób niezadowalający

odwzorowuje wykrój wewnętrzny matrycy.

3. Wartość siły spęczającej rośnie wraz ze wzrostem przemieszczenia stempli osiowych (przyrost

spęczania), ciśnienia cieczy roboczej oraz grubości początkowej ścianki wyjściowego odcinka

rury.

4. Charakter zmian grubości ścianek na przekroju wzdłużnym krawędzi górnej wszystkich

trójników jest podobny. Największe pocienienie zlokalizowane jest w czaszy króćca i zwiększa

się wraz ze wzrostem przebiegu ciśnienia, natomiast pogrubienie na promieniu przejścia

materiału z korpusu w króciec, przy czym na promieniu r2 jest większe niż na r1. Wywołane

jest to kątem ostrym pomiędzy korpusem a króćcem, gdzie na granicy tych dwóch obszarów

zachodzi znaczne zginanie ścianki i utrudnione przemieszczenie. Zmniejszone przemieszczenie

na promieniu r2 materiału w króciec powoduje zwiększone pogrubienie na długości od

powierzchni czołowej do tegoż promienia.

5. Krawędź dolna korpusu trójnika na całej swej długości ulega pogrubieniu, które postępuje wraz

ze spadkiem przebiegu ciśnienia rozpęczającego.

6. Nierównomierność rozkładu grubości zwiększa się wraz ze wzrostem grubości początkowej g0.

7. Wysokość króćców ulega zwiększeniu wraz ze wzrostem własności plastycznych

rozpatrywanych gatunków stali oraz grubości początkowej g0.

96

6. Porównanie wyników obliczeń numerycznych i badań eksperymentalnych

W rozdziale tym zostały zestawione wyniki rozpęczania hydromechanicznego trójników

wykonanych ze stali odpornej na korozję i niestopowych, rozpęczanych przebiegami ciśnień p2, p5,

i p8, dla których odwzorowanie wykroju wewnętrznego matrycy było najlepsze przy zachowaniu

jednocześnie równomiernej zmiany grubości ścianki na krawędzi górnej przekroju wzdłużnego.

Poniższe wyniki uzyskano przy kształtowaniu odcinków rur różnymi przebiegami ciśnień w celu

porównania wartości:

• sił spęczających uzyskanych z symulacji, eksperymentu oraz obliczonych wg teoretycznych

zależności;

• zmian grubości ścianek uzyskanych z symulacji numerycznych i badań doświadczalnych.

Porównano również wartości maksymalnych dopuszczalnych ciśnień uzyskanych z badań

eksperymentalnych i wyznaczonych na podstawie zależności (10).

Rysunki od Rys. 64 do Rys. 66 obrazują zarówno racjonalne przebiegi sił spęczających

uzyskanych w symulacji, eksperymencie oraz z obliczeń, jak również zmiany grubości na krawędzi

górnej przekroju wzdłużnego dla określonych racjonalnych przebiegów ciśnienia. Na rysunkach,

jako efekt końcowy procesu rozpęczania, porównano również wygląd trójników uzyskanych z

symulacji i eksperymentu. Obliczeń analitycznych siły spęczającej dokonano w oparciu o wzór

(14), który został wyprowadzony przy założeniu w korpusie trójosiowego stanu odkształceń.

Pozwoliło to na sprawdzenie przydatności powyższego równania do szacunkowego określenia siły

przy projektowaniu procesu rozpęczania hydromechanicznego stalowych trójników skośnych.

Na podstawie wykresów przebiegów sił spęczających i zmian grubości ścianki dla

wybranych trójników rozpęczanych określonymi przebiegami ciśnień stwierdzono, że największą

zgodność między wartościami z symulacji, eksperymentu i obliczonymi analitycznie uzyskano przy

założeniu współczynnika tarcia μ=0,1, który ustalono jako racjonalny parametr procesu.

Z Rys. 64a obrazującego przebiegi sił spęczających dla trójnika wykonanego ze stali

odpornej na korozję rozpęczanego przebiegiem ciśnienia p2 wynika, że przebiegi uzyskane zarówno

z symulacji numerycznej, jak również z obliczeń analitycznych są większe od doświadczalnych,

przy czym wartości obliczone przy użyciu wzoru (14) przewyższają pozostałe. W przypadku

symulacji numerycznych wartości są większe o 0,8÷15%, natomiast dla obliczeń analitycznych o

6÷40%. Porównując zmiany grubości ścianki trójnika zobrazowane na Rys. 64c stwierdzono, że

znaczące różnice w wartościach występują jedynie w obszarze największego pogrubienia i

pocienienia, czyli na promieniach r1 i r2 przejścia materiału z korpusu w króciec oraz czaszy

97

króćca. Grubości ścianki z obliczeń numerycznych na promieniach przejścia są większe od

zmierzonych o 8,2 i 17,5%, odpowiednio dla r1 i r2, oraz większe na czaszy króćca o 8,7%.

a) b)

c)

d)

Rys. 64. Porównanie wyników obliczeń numerycznych i badań eksperymentalnych rozpęczania trójnika skośnego

wykonanego ze stali odpornej na korozję X2CrTi12: a) przebiegi sił spęczających F2, b) przebiegi ciśnienia rozpęczającego p2, c) zmiany grubości ścianek krawędzi górnej trójników,

d) wygląd zewnętrzny uzyskanych trójników.

98

a) b)

c)

d)

Rys. 65. Porównanie wyników obliczeń numerycznych i badań eksperymentalnych rozpęczania trójnika skośnego

wykonanego ze stali niestopowej E235: a) przebiegi sił spęczających F5, b) przebiegi ciśnienia rozpęczającego p5, c) zmiany grubości ścianek krawędzi górnej trójników, d) wygląd zewnętrzny uzyskanych trójników.

Przedstawione na Rys. 65a przebiegi sił spęczających uzyskano przy rozpęczaniu odcinka

rury ze stali niestopowej E235 przebiegiem ciśnienia p5. Podobnie, jak w poprzednim przypadku

wartości uzyskane z symulacji numerycznej i obliczeń analitycznych są większe od uzyskanych z

eksperymentu. Dla symulacji numerycznych wartości te są większe o 4,5÷23%, natomiast dla

obliczeń analitycznych o 2,8÷40%. Na podstawie porównania zmian grubości ścianek trójników

zobrazowanych na Rys. 65c stwierdzono, że znaczące różnice w wartościach występują jedynie w

obszarze największego pogrubienia, czyli na promieniu r2. Grubość ścianki z obliczeń

99

numerycznych w tym miejscu jest większa od zmierzonych o 8,2%. W pozostałych obszarach

różnice w grubościach ścianek pozostają w granicy błędu pomiarowego.

a) b)

c)

d)

Rys. 66. Porównanie wyników obliczeń numerycznych i badań eksperymentalnych rozpęczania trójnika skośnego

wykonanego ze stali niestopowej E235+N: a) przebiegi sił spęczających F8, b) przebiegi ciśnienia rozpęczającego p8, c) zmiany grubości ścianek krawędzi górnej trójników, d) wygląd zewnętrzny uzyskanych trójników.

Jako ostatnie, porównano wyniki uzyskane dla trójnika wykonanego ze stali niestopowej

E235+N, który rozpęczano przebiegiem ciśnienia p8. Przedstawione na Rys. 66a przebiegi sił z

symulacji numerycznej i eksperymentu są takie same. Widoczne różnice są jedynie w początkowej

fazie rozpęczania (z pominięciem etapu początkowego do przemieszczenia Δl=2mm), dla której w

100

odróżnieniu od pozostałych rozpatrywanych przypadków wartość siły osiowej uzyskana z

eksperymentu jest większa od symulacyjnej. Z kolei wartości siły obliczone analitycznie są większe

od eksperymentalnych w zakresie 1÷33%, odpowiednio dla przemieszczenia Δl=50mm i 10mm.

Porównując wartości zmian grubości ścianek trójników z symulacji i eksperymentu (Rys. 66c)

stwierdzono, że grubości ścianek w obszarach największego pogrubienia i pocienienia są większe w

przypadku obliczeń numerycznych. Odpowiednio na promieniach r1 i r2 pogrubienie jest większe o

10,4 i 17,7%, natomiast w czaszy króćca pocienienie jest mniejsze o 6,1%.

Uzyskanie trójników skośnych przez rozpęczanie odcinków rur o określonych grubościach

początkowych g0 pozwoliło określić racjonalne ich wartości. Przy rozpatrywanym kształcie

matrycy grubość początkowa g0=1,2mm wyjściowych odcinków rur okazała się być odpowiednia,

natomiast wartości większe, jak np. 1,5mm powodują, że proces wymaga użycia większych

zakresów ciśnień i sił spęczających nie dając przy tym efektów takich jak dla g0=1,2mm.

W celu dokładnej oceny maksymalnych wartości sił spęczających uzyskanych w każdym z

trzech wariantów (symulacja, eksperyment, obliczenia analityczne), dokonano ich zestawienia w

Tablica 13. Wyniki odpowiadają rozpęczaniu odcinków rur, wykonanych ze stali stopowej i

niestopowej o określonych własnościach wytrzymałościowych, przebiegami ciśnień p2, p5, i p8.

Uzyskane z symulacji wartości maksymalne sił spęczających były nieznacznie większe od

eksperymentalnych. Największe różnice zanotowano w przypadku trójnika ze stali niestopowej

E235, które osiągnęły jedynie 4,5%. Różnice pomiędzy wartościami maksymalnymi dla

pozostałych trójników wynosiły mnij niż 1%. Podobnie w przypadku obliczeń analitycznych

wykonanych przy użyciu wzoru (14), uzyskane wyniki były większe od eksperymentalnych. Jednak

różnice te osiągnęły jedynie od 2,8 do 6%, odpowiednio dla trójnika ze stali niestopowej E235 i

odpornej na korozję X2CrTi12. Wyniki takie pozwalają na wysunięcie wniosku, że wzór (14)

można z powodzeniem stosować do określenia maksymalnej siły spęczającej w procesie

rozpęczania hydromechanicznego trójników skośnych.

Tablica 13. Zestawienie maksymalnych wartości sił spęczających uzyskanych w symulacji, eksperymencie oraz obliczonych analitycznie dla optymalnych przebiegów ciśnienia.

Średnica zewnętrzna

rury

Grubość początkowa ścianki rury

Przebiegi ciśnienia cieczy

Maksymalne wartości sił dla przemieszczenia

Δl=50mm

D, mm g0, mm p, MPa symulacja, kN eksperyment, kN wzór (14), kN

32 1,2 p2 (61) 226,7 225 238,7

32 1,5 p5 (74) 268 256,5 263,6

32 1,2 p8 (45) 200,3 199,6 201,5

101

Z analizy porównawczej zmian grubości ścianek na krawędzi górnej przekroju wzdłużnego

trójników wynika, iż charakter zmian w przypadku symulacji numerycznych i badań

eksperymentalnych jest bardzo zbliżony. Dodatkowo kształty końcowe trójników skośnych z

symulacji i eksperymentu przedstawione na Rys. 64d-Rys. 66d są porównywalne. Wszystko to

pozwala stwierdzić, że możliwe jest przy użyciu obliczeń numerycznych i przyjętym modelu

zarówno materiałowym jak i obciążeń, prognozowanie zakresu skrajnych zmian ciśnień dla procesu

rozpęczania trójników skośnych. Przykładowo przyjęcie w modelu dla trójnika ze stali odpornej na

korozję ciśnienia większego o około 15% od maksymalnej wartości przebiegu eksperymentalnego

ciśnienia p1 spowodowało nadmierne pocienienie czaszy w końcowym etapie rozpęczania i

przerwanie obliczeń. Z kolei przyjęcie w obliczeniach numerycznych rozpęczania trójnika skośnego

ze stali niestopowej E235+N ciśnienia mniejszego o 44% od maksymalnej wartości ciśnienia dla

przebiegu eksperymentalnego p9 skutkowało fałdowaniem kształtowanego odcinka rury w obszarze

przejścia materiału z korpusu w króciec. Dokładne ustalenie przebiegu ciśnienia rozpęczającego

wymaga wykonania większej ilości symulacji numerycznych od tej przedstawionej w pracy.

Jako kolejne porównanie w Tablica 14 zestawiono wartości maksymalnych ciśnień cieczy

zanotowanych w trakcie doświadczeń eksperymentalnych oraz obliczonych przy użyciu wzoru (10)

po podstawieniu Rm i g0 z Tablica 1 i Tablica 2. Rozpatrywano trójniki wykonane z różnych

gatunków stali.

Tablica 14. Porównanie maksymalnych wartości ciśnień obliczonych analitycznie z wartościami eksperymentalnymi.

Przebiegi ciśnienia

cieczy

pmax mierzone w

eksperymencie

pmax obliczone ze wzoru

(10)

Względna różnica między ciśnieniem mierzonym a obliczonym

p, MPa MPa MPa %

p1 63,1 69,7 9,5

p4 75,8 79,5 4,7

p7 52,9 61 13,3

Z porównania wartości ciśnień zmierzonych i obliczonych analitycznie wynikają różnice,

które maksymalnie osiągają 13,3% w przypadku grupy trójników wykonanych ze stali niestopowej

E235+N. Dla trójników ze stali niestopowej bez obróbki normalizującej (E235) różnice te osiągają

maksymalnie 4,7%, natomiast wartości zmierzone od obliczonych w przypadku trójników

wykonanych ze stali stopowej odpornej na korozję różniły się o 9,5%.

Na tej podstawie stwierdzono, że wzór (10) z powodzeniem nadaje się do określania

maksymalnego ciśnienia rozpęczającego w procesie kształtowania stalowych trójników skośnych z

uwagi na nieznaczne różnice, jakie wystąpiły pomiędzy wartościami zmierzonymi a obliczonymi.

102

7. Wnioski

Zaprezentowane w rozprawie wyniki obliczeń numerycznych, badań eksperymentalnych i

ich analiza potwierdziły przyjętą wcześniej tezę pracy. Na podstawie rezultatów uzyskanych z

weryfikacji doświadczalnej rozpęczania hydromechanicznego trójników skośnych o różnych

grubościach początkowych i własnościach wytrzymałościowych wyjściowych odcinków rur

stwierdzić można, że symulacje numeryczne pozwalają określić główne parametry procesu jakimi

są ciśnienie rozpęczające i siła spęczająca oraz relacje między nimi.

Dużą dokładność z metody elementów skończonych uzyskano dzięki przyjęciu precyzyjnych

warunków brzegowych i własności materiałowych.

Na podstawie wykonanych obliczeń numerycznych i badań laboratoryjnych w zakresie

przygotowania powyższej rozprawy doktorskiej uzyskano podstawę do sformułowania

następujących wniosków:

1. Z porównania wyników obliczeń numerycznych i pomiarów badań doświadczalnych wynika, iż

zaproponowany model materiałowy oraz parametry procesu w symulacjach komputerowych

pozwalają określić zarówno kształt końcowy trójników, jak również zmiany grubości i

obciążeń.

2. Wartości grubości ścianek oraz charakter zmian w przekroju wzdłużnym trójników uzyskane z

symulacji i eksperymentu są podobne.

• Nierównomierność rozkładu grubości zwiększa się wraz ze wzrostem grubości początkowej

g0 rozpęczanego odcinka rury.

• Zwiększone pogrubienie ścianki w obszarze od czoła korpusu do promienia r2 włącznie w

porównaniu do tego samego obszaru od strony r1 wywołane jest utrudnionym płynięciem

materiału wynikającym z kształtu matrycy. Występujący w tym obszarze kąt ostry pomiędzy

korpusem a króćcem powoduje z jednej strony zwiększone (w porównaniu do obszaru przy

r1) wypychanie materiału do wnętrza korpusu pod działaniem siły osiowej a z drugiej strony

nacisk ciśnienia wewnętrznego.

3. Obliczenia numerycznych niezależnie od przyjętych parametrów procesu, tzn. zmian ciśnień,

współczynników tarcia, grubości początkowych g0 odcinków rur, pokazały szczególną

różnorodność zmian intensywności odkształceń i naprężeń w rozpatrywanych obszarach

trójnika, co znamionuje o złożoności procesu rozpęczania hydromechanicznego. W związku z

tym analiza wyłącznie teoretyczna tego procesu, z pominięciem metody elementów

skończonych, jest bardzo trudna.

4. Na podstawie rozkładów intensywności naprężeń dla stali stopowych i niestopowych

stwierdzono, że większe wartości występują w przypadku rozpęczania trójników wykonanych

103

ze stali stopowych. Uwarunkowane jest to ich wyższymi własnościami wytrzymałościowymi,

tzn. wytrzymałością na rozciąganie Rm oraz współczynnikiem wytrzymałości K.

5. Wartość siły spęczającej rośnie wraz z:

• wzrostem zastosowanego ciśnienia w trakcie rozpęczania, ponieważ wyższa wartość

ciśnienia powoduje zwiększone bezpośrednie naciski cieczy na czoła stempli osiowych,

dodatkowo powoduje wzrost nacisków jednostkowych na powierzchni styku trójnika z

wykrojem matrycy;

• wzrostem spęczania (przemieszczenia stempli osiowych), co powoduje przyrost grubości

ścianki w korpusie trójnika oraz umocnienie materiału;

• wzrostem własności wytrzymałościowych stali stopowych (odpornych na korozję) w

porównaniu do niestopowych (Rm, K);

6. Z analizy wysokości króćców trójników o tej samej grubości początkowej g0, uzyskanych w

trakcie doświadczeń eksperymentalnych wynika, że lepsze własności plastyczne stali

niestopowych, tj. większa wartość wydłużenia A50 oraz wykładnika krzywej umocnienia n,

powodują łatwiejsze odkształcenie materiału a co za tym idzie zwiększenie wysokości

końcowej króćców.

7. Na podstawie uzyskanych rozkładów intensywności naprężeń i obserwacji wzrokowych

stwierdzono, że zastosowany promień r1 posiadał zbyt małą wartość (w szczególności dla

grubości ścianki większej od 1,2mm), ponieważ materiał przemieszczając się z korpusu w

króciec ulegał znacznemu zginaniu co w konsekwencji prowadziło do nierównomiernego

odwzorowania króćca w wykroju wewnętrznym matrycy. Minimalne intensywności w

obszarze króćca od strony promienia r1 sugerują, iż zastosowane zakresy ciśnień roboczych są

zbyt niskie nie są w stanie odwzorować dokładnie (przemieścić materiału) wykroju

wewnętrznego matrycy. W dalszych badaniach należy zwiększyć omawiany promień i dokonać

porównania kształtu końcowego i wartości naprężeń.

Uzyskany kształt końcowy trójników a dokładnie wysokość króćców pozwala stwierdzić, że

w przypadku dalszych badań tego procesu stosownym byłoby zwiększenie przemieszczenia stempli

osiowych, co pozwoli na ukształtowanie dłuższego króćca a tym samym wpłynie na jego większą

przydatność w układach wydechowych. Zarówno zwiększenie wysokości króćca, jak również

bardziej równomierny rozkład grubości jego ścianki można uzyskać stosując trzeci stempel

oporowy wywierający nacisk na czaszę króćca.

Na dokładniejsze odwzorowania wykroju wewnętrznego matrycy i wysokość końcową

elementu gotowego, zwłaszcza w przypadku grubości początkowej ścianki g0>1,2mm, z pewnością

104

wpłynęłoby zwiększenie kąta nachylenia α korpusu do króćca. W takim przypadku przemieszczenie

materiału z korpusu w króciec, szczególnie na promieniu r2, jest znacznie ułatwione. Jednak

wartość kąta jest z góry narzucona co w konsekwencji sprowadza się jedynie do zmian w zakresie

przemieszczenia stempli osiowych i wielkości promieni zaokrągleń matrycy.

Zwraca się uwagę, iż przedstawione w rozprawie wyniki symulacji numerycznych i

doświadczeń eksperymentalnych uwzględniają badania parametrów technologicznych trójników

skośnych i w podjętym zakresie poszerzają zakres wiedzy dotyczącej rozpęczania

hydromechanicznego. Stanowią również bazę wiedzy pomocną przy projektowaniu procesu

rozpęczania trójników, które znajdują zastosowanie w układach wydechowych samochodów.

Omawiane stale stopowe odporne na korozję ferrytyczne w postaci odcinków rur ze szwem z

powodzeniem mogą być stosowane do wytwarzania trójników skośnych stosowanych w

kolektorach wydechowych samochodów. Z kolei trójniki wykonywane ze stali niestopowych

mające gorsze własności wytrzymałościowe i odporność temperaturową, przykładowo po procesie

powlekania w celach polepszenia własności termicznych, mogą być również zastosowane jako

tańsze zamienniki elementów w układach wydechowych.

105

8. Literatura:

1. M. Koc, T. Altan, An overall review of the tube hydroforming (THF) technology, Journal of

Materials Processing Technology, 108, 2001, 384-393.

2. M. Ahmetoglu, T. Altan, Tube hydroforming: state-of-art and future trends, Journal of

Materials Processing Technology, 98, 2000, 25-33.

3. M. Koc, T. Allen, S. Jirathearanat, T. Altan, The use of FEA and design of experiment to

establish design guidlines for simple hydroformed parts, International Journal of Machine

Tools & Manufacture 40 (2000) 2249-2266.

4. M. Ahmetoglu, K. Sutter, X.J. Li, T. Altan, Tube hydroforming: current research, applications

and need for training, Journal of Materials Processing Technology, 98, 2000, 224-231.

5. M. Strano, S. Jirathearanat, S.-G. Shr, T. Altan, Virtual process development in tube

hydroforming, Journal of Materials Processing Technology 146 (2004) 130-136.

6. M. Koc, Y. Aue-u-lan, T. Altan: On the characteristics of the tubular materials for

hydroforming-experimentation and analysis, International Journal of Machine Tools &

Manufacture 41 (2001) 761-772.

7. M. Koc, T. Altan, Application of two dimensional (2D) FEA for the tube hydroforming

process, International Journal of Machine Tools & Manufacturing 42 (2002) 1285-1295.

8. S. Jirathearanat, T. Altan, Optimization of Loading Paths for Tube Hydroforming, Mat. Conf.

NUMIFORM 2004, ed. S. Ghosh, J. C. Castro, J. K. Lee, 1148-1153.

9. M. Koc, T. Altan, Prediction of forming limits and parameters in the tube hydroforming

process, International Journal of Machine Tools & Manufacture, 42, 2002, 123-138.

10. T. Altan, H. Palaniswamy, Y. Aue-u-Ian, Tube and Sheet Hydroforming-Advances in

Material Modeling, Tooling and Process Simulation, Advanced Materials Research, vol. 6-8,

2005, 1-12.

11. S. Jirathearanat, Ch. Hartl, T. Altan, Hydroforming of Y-shape – product and process design

using FEA simulation and experiments, Journal of Materials Processing Technology 146,

2004, 124-129.

12. G. Ngaile, S. Jaeger, T. Altan, Lubrication in tube hydroforming (THF) Part II. Performance

evaluation of lubricants using LDH test and pear-shaped tube expansion test, Journal of

Materials Processing Technology, 146, 2004, 116-123.

13. P. Scott, Making HF welded tube for demanding applications, China International Tube &

Pipe Conference 2004, Sept. 19-21, 396-403.

106

14. J. E. Grey, A. P. Devereaux, W. M. Parker, Apparatus for making wrought metal T’s, USA

Patent Office, Filed June 1939, Patent No. 2203868.

15. Harjinder Singh: Fundamentals of hydroforming, Society of Manufacturing Engineers, USA,

2003.

16. K.-K. Chen: Comparision of shell and solid models for corner fill in tube hydroforming,

Materials Processing and Design: Modeling, Simulation and Application, NUMIFORM 2004,

Proceedings of the 8th International Conference on Numerical Methods in Industrial Forming

Processes, Columbus, Ohio, 13-17 June 2004, 1083-1088.

17. N. Abedrabbo, N. Zafar, R. Averill, F. Pourboghrat, R. Sidhu: Optimization of a tube

hydroforming process, Materials Processing and Design: Modeling, Simulation and

Application, NUMIFORM 2004, Proceedings of the 8th International Conference on

Numerical Methods in Industrial Forming Processes, Columbus, Ohio, 13-17 June 2004,

1172-1177.

18. M. Imaninejad, G. Subhash, A. Loukus, Loading path optimization of tube hydroforming

process, International Journal of Machine Tools & Manufacture, 45, 2005, 1504-1514.

19. B. Carleer, G. van der Kevie, L. de Winter, B. van Veldhuizen, Analysis of the effect of

material properties on the hydroforming process of tubes, Journal of Materials Processing

Technology, 104, 2000, 158-166.

20. C. L. Chow, X. J. Yang, Bursting for fixed tubular and restrained hydroforming, Journal of

Materials Processing Technology, 130-131, 2002, 107-114.

21. R. H. Wagoner, J.-L. Chenot, Metal Forming Analysis, Cambridge University Press 2001.

22. F. Dohmann, Ch. Hartl, Liquid-Bulge-Forming as a Flexible Production Method, Journal of

Materials Processing Technology, 45, 1994, 377-382.

23. F. Dohmann, Ch. Hartl, Tube hydroforming – research and practical application, Journal of

Materials Processing Technology, 71, 1997, 174-186.

24. F. Dohmann, Ch. Hartl, Hydroforming – a method to manufacture light-weight parts, Journal

of Materials Processing Technology, 60, 1996, 669-676.

25. Ch. Hartl, Research and advances in fundamentals and industrial applications of

hydroforming, Journal of Materials Processing Technology, 167, 2005, 383-392.

26. H.-U. Lücke, Ch. Hartl, T. Abbey, Hydroforming, Journal of Materials Processing

Technology 115, 2001, 87-91.

27. F. Dochmann, Ch. Hartl: Hydroforming-applications of coherent FE-simulations to the

development of products and processes, Journal of Materials Processing Technology 150

(2004) 18-24.

107

28. G. Breitenbach Investigation of the Influence of the Pre-Hydroforming Processes and

Development of Characterization Methods for the Testing of Steel Semi-Product for

Hydroforming, International Tube Association Conference, Tube Veracruz 2003, 8-10

October, 224-233.

29. K. Siegert, M. Häussermann, B. Lösch, R. Rieger, Recent development in hydroforming

technology, Journal of Materials Processing Technology, 98, 2000, 251-258.

30. Edited K. Siegert: Hydroforming of Tubes, Extrusions and Sheet Metals: International

Conference on Hydroforming, v. 1 (1999) i v. 2 (2001), Fellbach.

31. Herausgegeben von Horst Gers, Strangpressen, 2007 WILEY-VCH, Weinheim.

32. F. Vollertsen, M. Plancak, On possibilities for the determination of the coefficient of friction

in hydroforming of tubes, Journal of Materials Processing Technology, 125-126, 2002, 412-

420.

33. M. Kleigler, H. Bauer, D. Harrison, A. K. M. De Silva, Enhancing the formability of

aluminium components via temperature controlled hydroforming, Journal of Materials

Processing Technology, 167, 2005, 363-370.

34. M. Ahmed, M. S. J. Hashmi, Estimation of machine parameters for hydraulic bulge forming

of tubular components, Journal of Materials Processing Technology, 64, 1997, 9-23.

35. M. Ahmed, M. S. J. Hashmi, Three-dimensional finite-element simulation of bulge forming,

Journal of Materials Processing Technology, 119, 2001, 387-392.

36. B.J. Mac Donald, M. S. J. Hashmi, Finite element simulation of bulge forming of a cross-joint

from a tubular blank, Journal of Materials Processing Technology, 103, 2000, 333-342.

37. B.J. Mac Donald, M. S. J. Hashmi, Three-dimensional finite element simulation of bulge

forming using a solid bulging medium, Finite Element in Analysis and Design, 37, 2001, 107-

116.

38. A. C. Girard, Y. J. Grenier, B. J. Mac Donald, Numerical simulation of axisymmetric tube

bulging using a urethane rod, Journal of Materials Processing Technology, 172, 2006,

346-355.

39. M. Pietrzyk, Metody numeryczne w przeróbce plastycznej metali, wyd. AGH, Kraków 1992.

40. P. Wasiunyk, J. Chałupczak, Sposób wykonywania trójników metalowych oraz urządzenie do

wykonywania trójników metalowych. Patent Nr 98401.

41. J. Chałupczak, L. Sadok, The Problem of Force in the Hydromechanical Process of the Bulge

Forming from Tubes, Metalurgia i Odlewnictwo, Tom 9, Zeszyt 1, 1983, 57-66.

108

42. J. Chałupczak, Technologia rozpęczania hydromechanicznego trójników z rur oraz ich

odporność na obciążenia pochodzące od rurociągu, Obróbka Plastyczna Metali, Nr 4, 1998,

13-20.

43. J. Chałupczak, Badania naprężeń w trójnikach rozpęczanych hydromechanicznie z rur

i spawanych, Rudy Metale R 47, nr 10-11, 2002, 532-535.

44. J. Chałupczak, T. Miłek, Selected problems of the research on hydromechanical bulge

forming of copper cross-joints, Materiały Konferencji TRANSCOM 2003, Zilina, Slovak

Republic, 23-25 June 2003, 35-38.

45. A. Kocańda, P. Czyżewski, T. Miłek, H. Sadłowska, Modelowanie procesów

hydromechanicznego rozpęczania czwórników, Materiały X Konferencji Informatyka w

Technologii Metali, KomPlasTech2003, Ustroń 12-15 stycznia 2003, ed. F. Grosman, A.

Piela, M. Pietrzyk, J. Kusiak, 103-110.

46. T. Miłek, Badania procesu rozpęczania hydromechanicznego czwórników z miedzi, Praca

Doktorska, Kielce 2004.

47. A. Kocańda, H. Sadłowska, An approach to process limitations in hydroforming of X-joints as

based on formability evaluation, Journal of Materials Processing Technology, 177, 2006, 663-

667.

48. H. Sadłowska, A. Kocańda, Warunki graniczne w procesach rozpęczania

hydromechanicznego, Obróbka Plastyczna Metali Nr 3, 2005, 17-24.

49. R. Stadnik, J. Kazanecki, J. Szamański, Parametry procesu rozpęczania rury falowanej,

Fizyczne i Matematyczne Modelowanie Procesów Przeróbki Plastycznej FiMM 2007,

Oficyna Wydawnicza Politechniki Warszawskiej, 133 – 140.

50. R. Stadnik, J. Kazanecki, J. Szamański, Parametry procesu rozpęczania rury falowanej,

Przegląd Mechaniczny, nr 7-8, 2007, 33-36.

51. R. Stadnik, J. Kazanecki, Numerical simulations of hydroforming of a Y-shape branch,

Computer Methods in Materials Science, Vol. 6, 2006, No. 1, 26 – 32.

52. R. Stadnik, J. Kazanecki, Rozpęczanie hydromechaniczne trójnika z odgałęzieniem kątowym,

Materiały XIII Konferencji Informatyka w Technologii Metali, KomPlasTech2006,

Szczawnica 15-18 stycznia 2006, ed. D.Szeliga, M. Pietrzyk, J. Kusiak, 327 – 334.

53. R. Stadnik, J. Kazanecki, Proces rozpęczania hydromechanicznego trójnika z odgałęzieniem

kątowym, XXXV Szkoła Inżynierii Materiałowej Kraków-Krynica 25-28.09.2007,

230-236.

109

54. R. Stadnik, J. Kazanecki, J. Kajtoch, Rozpęczanie hydromechaniczne elementów rurowych z

etapem gięcia wstępnego, WALCOWNICTWO 2005 Procesy – Narzędzia – Materiały,

Ustronie Śląskie, 205 – 212.

55. R. Stadnik, J. Kazanecki, Kształtowanie hydromechaniczne elementów rurowych. Hutnik –

Wiadomości Hutnicze, t. 72, 2005, nr 7-8, 394 – 401.

56. J. Sińczak, Procesy Przeróbki Plastycznej, Wydawnictwo Naukowe AKAPIT, Kraków 2003.

57. J. Kazanecki, Wytwarzanie rur bez szwu, wyd. AGH, Kraków 2003.

58. K. Przybyłowicz, Metaloznawstwo, wydanie szóste zmienione, WNT Warszawa 1999.

59. L. Settineri, F. Roux, Hydroforming of a camshaft: process and product optimization,

ESAFORM 2002, 707-710.

60. F. J. Ripodas Aguado, Manufacturing tubes for hydroforming applications, Tube and Pipe

Technology, 16 (2003) 3, 114-119.

61. Sungtae Kim, Youngsuk Kim, Analytical study for tube hydroforming, Journal of Materials

Processing Technology, 128, 2002, 232-239.

62. Jae-Bong Yang, Byung-Hee Jeon, Soo-Ik Oh, The tube bending technology of a

hydroforming process for an automotive part, Journal of Materials Processing Technology

111 (2001) 175-181.

63. S. C. Heo, J. Kim, B. S. Kang, Investigation on determination of loading path to enhance

formability In tube hydroforming process using APDL, Journal of Materials Processing

Technology, 177, 2006, 653-657.

64. Jeong Kim, Sang-Woo Kim, Woo-Jin Song, Beom-Soo Kang, Analytical and numerical

approach to prediction of forming limit in tube hydroforming, International Journal of

Mechanical Science, 47, 2005, 1023-1037.

65. Won-Jin Song, Sang-Woo Kim, Jeong Kim, Beom-Soo Kang, Analytical an numerical

analysis of bursting failure prediction in tube hydroforming, Journal of Material Processing

Technology, 164-165, 2005, 1618-1623.

66. Jeong Kim, Sang Woo Kim, Hoon Jae Park, Beom-Soo Kang, A prediction of bursting failure

in tube hydroforming process based on plastic instability, International Advanced

Manufacturing Technology, 27, 2006, 518-524.

67. Heung Nam Han, Keun-Hwan Kim, A ductile fracture criterion in sheet metal forming

process, Journal of Materials Processing Technology, 142, 2003, 231-238.

68. Shijian Yuan, Wenjian Yuan, Xiaosong Wang, Effect of wrinkling behavior on formability

and thickness distribution in tube hydroforming, Journal of Materials Processing Technology,

177, 2006, 668-671.

110

69. Sun Sheng, Wang Tonghai, Research into the bulge forming of a tube under axial-radial

compound forces and its application, Journal of Materials Processing Technology, 51, 1995,

346-357.

70. L. H. Lang, Z. R. Wang, D. C. Kang, S. J. Zhang, J. Danckert, K. B. Nielsen: Hydroforming

highlights: sheet hydroforming and tube hydroforming, Journal of Materials Processing

Technology 151, 2004, 165-177.

71. Z. H. Zhang: Development in hydroforming, Journal of Materials Processing Technology 91,

1999, 236-244.

72. Y. Inoue, M. Kikuchi, Present and future trends of stainless steel for automotive exhaust

system, Nippon Steel Technical Report, No. 88, July 2003.

73. Nader Asnafi, Anders Skogsgardh, Theoretical and experimental analysis of stroke-controlled

tube hydroforming, Materials Science and Engineering, A279, 2000, 95-110.

74. J. P. Abrantes, A. Szabo-Ponce, G. F. Batalha, Exparimental and numerical simulation of tube

hydroforming (THF), Journal of Materials Processing Technology, 164-165, 2005, 1140-

1147.

75. Hossein Kashani Zadeh, Mahmoud Mosavi Mashhadi, Finite element simulation and

experiment in tube hydroforming of unequal T shape, Journal of Materials Processing

Technology, 177, 2006, 684-687.

76. C. Nikhare, K. Narasimhan, Numerical comparison of forming limit strain during tube

hydroforming and sheet stamping processes, ESAFORM 2006, 395-398.

77. A. Aydemir, J. H. P. de Vree, W. A. M. Brekelmans, M. G. D. Geers, W. H. Sillekens, R. J.

Werkhoven, An adaptive simulation approach design for tube hydroforming processes,

Journal of Materials Processing Technology, 159, 2005, 303-310.

78. Getting started with ABAQUS, Hibbitt, Karlsson & Sorensen, 2003.

79. ABAQUS Theory Manual, Hibbitt, Karlsson & Sorensen, 2003.

80. ABAQUS/CAE User’s Manual, Hibbitt, Karlsson & Sorensen, 2003.

81. J. Cendrowicz, POM-16 program obsługi eksperymentów badawczych, 2000.

82. Transformatorowe przetworniki przemieszczeń liniowych. Przetworniki ciśnienia. Katalog

firmy PELTRON Ltd.

83. Instrukcja obsługi. Przyrząd z falą nośna. Typ MPL108. PELTRON Ltd. Warszawa 1999.

84. Dz. U. z 4 lutego 2004 roku Nr 27, poz. 234, Rozporządzenie Ministra Gospodarki, Pracy i

Polityki Społecznej w sprawie wymagań metrologicznych, którym powinny odpowiadać

maszyny wytrzymałościowe do prób statycznych.

85. PN-EN 10088-1, Stale odporne na korozję, Część 1: Gatunki stali odpornych na korozję.

111

86. EN 10297-1, Rury stalowe okrągłe bez szwu dla zastosowań mechanicznych i

ogólnotechnicznych. Warunki techniczne dostawy. Część 1: Rury ze stali niestopowej i

stopowej.

87. PN-EN 10025, Wyroby walcowane na gorąco z niestopowych stali konstrukcyjnych -

Warunki techniczne dostawy.

88. PN-EN 10002-1+AC1, Metale. Próba rozciągania. Metoda badań w temperaturze otoczenia.

89. PN-ISO 10113:1994, Metale. Blachy cienkie i taśmy. Wyznaczanie współczynnika

anizotropii plastycznej.

90. BN-80/6613-04, Uszczelnienia gumowe wytłaczane. Sznury.

91. Internet: By M. Ahmetoglu, Contributing Writer, The basic element of tubular hydroforming,

http://www.thefabricator.com/Hydroforming/Hydroforming_Article.cfm?ID=28.

92. Internet: http://www.cyf-kr.edu.pl/uslugi_obliczeniowe/.