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
111
Embed
AKADEMIA GÓRNICZO-HUTNICZA IM. STANISŁAWA STASZICA W …
This document is posted to help you gain knowledge. Please leave a comment to let me know what you think about it! Share it to your friends and learn new things together.
Transcript
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
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
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
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
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
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,
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
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
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,