Mroczkowski M., Richert J.: Stability Conditions of Plastic Flow in Radial Extrusion Processes. Rudy Metale Vol. 46 2001 No. 11 p. 587-592

The paper presents results of numerical simulations of the radial extrusion processes with the application of different tools, ensuring the stability of the plastic flow. The computer simulations were carried out using the FORGE3 software. It has been found that in the case of using tools having wrong shape, the high circumferential tensile stresses are appeared in external layers of metal (s_q>0), that make impossible to receive required product. Conservation of stability conditions of plastic flow is possible only in this case when the die impressions have the capability to forming of product in hydrostatic pressure (s_m<0), that is, when the axial and radial compressive stresses are predominated over the circumferential tensile stresses. On the basis of the simulation results, it has been found that first of all these conditions can be fulfilled by the convergent die impressions, which induce the plastic flow at appropriately high axial compressive stresses (s_z<0). It has been showed, that the flat die impressions can be applied also, but on condition that inside these impressions will be placed such die inserts for forming of products, which ensured the full control of metal flow by braking of the radial flow and generating of the radial compressive stresses (s_r <0).

Rudy Metale R46 2001 nr 11

Marcin Mroczkowski

Jan Richert

Akademia Górniczo-Hutnicza - Kraków

Warunki stateczności plastycznego płynięcia w procesach wyciskania promieniowego

W pracy przedstawiono wyniki symulacji numerycznych procesów wyciskania promieniowego z zastosowaniem różnych narzędzi zapewniających zachowanie stateczności plastycznego płynięcia. Komputerowe symulacje procesów przeprowadzono przy użyciu programu FORGE3. Stwierdzono, że w przypadku zastosowania narzędzi o niewłaściwym kształcie, w zewnętrznych warstwach kształtowanego wyrobu pojawiają się wysokie rozciągające naprężenia obwodowe (s_q>0), co uniemożliwia otrzymanie wymaganego wyrobu. Zachowanie stateczności plastycznego płynięcia jest możliwe tylko w przypadku zastosowania wykrojów matrycowych będących w stanie kształtować wyroby w obecności naprężeń wszechstronnie ściskających (s_m<0), czyli wówczas, gdy ściskające naprężenia osiowe i promieniowe będą przeważać nad dodatnimi naprężeniami obwodowymi. Na podstawie wyników symulacji stwierdzono, że takie warunki spełniają przede wszystkim wykroje matrycowe o kształcie zbieżnym, które wymuszają płynięcie metalu przy udziale odpowiednio wysokich ściskających naprężeń osiowych (s_z<0). Wykroje płaskie, jak wykazały wyniki symulacji, mogą być również wykorzystane, jednakże pod warunkiem, że wewnątrz tych wykrojów zostaną umieszczone takie wkładki kształtujące wyrób, które dzięki hamowaniu płynięcia i wywołaniu ściskających naprężeń promieniowych (s_r <0) będą także zapewniać pełną kontrolę płynięcia metalu.

Wprowadzenie

Coraz więcej wyrobów, wykonywanych dotychczas konwencjonalnymi metodami kucia matrycowego, wytwarza się obecnie za pomocą niekonwencjonalnych procesów, w tym między innymi za pomocą procesów wyciskania. Do kształtowania objętościowego wyrobów z metali nieżelaznych wykorzystuje się nie tylko procesy wyciskania na zimno, ale także na półgorąco, gorąco oraz w stanie półciekłym [1]. Do głównych zalet procesów wyciskania, zwłaszcza na zimno, należy bardzo duża jakość otrzymywanych wyrobów, co wynika z dużej dokładności wymiarowej, bardzo dobrej jakości powierzchni, wysokich własności wytrzymałościowych i drobnoziarnistej struktury, odznaczającej się jednocześnie bardzo dobrym ukierunkowaniem włókien. Poza tym procesy wyciskania nie wymagają wypływki i wyróżniają się bardzo dużymi możliwościami technologicznymi kształtowania wyrobów o złożonym kształcie, zwłaszcza z występami, kołnierzami i cienkościennymi żebrami. Wyroby ukształtowane wyciskaniem najczęściej nie wymagają żadnej obróbki skrawaniem. Spośród czterech głównych metod wyciskania, mianowicie współbieżnego, przeciwbieżnego, bocznego i promieniowego, trzy pierwsze znajdują powszechne zastosowanie w praktyce przemysłowej, natomiast ostatnia wykorzystywana jest w bardzo małym stopniu.

Znaczne trudności w szerokim wykorzystaniu procesów wyciskania promieniowego do wytwarzania wyrobów wynikają stąd, że płynięcie metalu od środka na zewnątrz stwarza bardzo duże niebezpieczeństwo utraty stateczności plastycznego płynięcia lub utraty spójności kształtowanego materiału. W zastosowaniach praktycznych powszechne obserwuje się tworzenie pęknięć we wszystkich procesach przeróbki plastycznej charakteryzujących się intensywnym płynięciem promieniowym w kierunku zewnętrznym. Z tego powodu dość często następuje pękanie żeber w procesach walcowania rur poprzecznie żebrowanych, pękanie kołnierzy odkuwek w procesach prasowania obwiedniowego, a także pękanie wypływek w procesach kucia odkuwek matrycowych.

Wyniki badań procesów wyciskania promieniowego opublikowano w wielu pracach, między innymi [1-12]. Najbardziej kompleksowe badania tego procesu prowadzone są przez Balendrę [2-6]. W angielskiej terminologii wyciskanie promieniowe określane jest trzema pojęciami: radial extrusion, injection forging, injection forming. Nazwy ostatnich dwóch terminów wynikają z charakterystycznej cechy tego procesu, mianowicie kształtowania objętościowego wyrobów przez plastyczne wtryskiwanie (wciskanie) metali do wykrojów matrycowych.

a

b

c

Rys.1. Próbki otrzymane wyciskaniem promieniowym przy zastosowaniu płaskich wykrojów matrycowych: a) aluminium (99,992 % Al) o pełnej ciągliwości (20 ^oC), b) stop PbSn20 o cechach nadplastycznych (140 ^oC), c) duraluminium PA6 w stanie półciekłym (580 ^oC)

a

b

Rys.2. Niekorzystny stan naprężenia występujący podczas wyciskania promieniowego aluminium na zimno (m=0,4) przy zastosowaniu płaskich wykrojów matrycowych: a) naprężenia obwodowe s_q, b) naprężenia średnie s_m

Wyniki badań doświadczalnych, a także wyniki symulacji procesów wyciskania promieniowego przy zastosowaniu płaskich narzędzi wskazują wyraźnie na to, że metal wpływający do wykroju już w początkowym etapie procesu nie styka się z powierzchniami roboczymi narzędzi (rys.1, rys.2) [10,11,12]. Obserwuje się płynięcie metalu, które nie zapewnia pełnego wypełnienia wykroju matrycowego. Przy ciągłym dopływie nowych porcji metalu od środkowej części narzędzi i ciągłym zwiększaniu się średnicy zewnętrznej (e_q>0) następuje coraz większe rozciąganie obwodowe warstw zewnętrznych metalu (s_q>0). Wskutek tego dochodzi do redukcji grubości wyciskanego metalu w pozostałych dwóch głównych kierunkach odkształcenia, czyli osiowym i promieniowym (e_z<0, e_r<0). Charakter tych odkształceń jest bierny, gdyż zachodząca redukcja grubości nie wynika z czynnego ściskającego działania narzędzi. Wyniki symulacji wskazują, że naprężenia promieniowe i osiowe występujące w zewnętrznej warstwie mają wartość zbliżoną do zera: s_z»0, s_r»0. Oznacza to, że w przypadku zastosowania narzędzi płaskich w zewnętrznej warstwie wyciskanego metalu występuje stan naprężenia zbliżony do jednoosiowego obwodowego rozciągania: s_q>0, s_z=s_r=0 (rys.2) [12]. Przy pewnej wartości granicznej odkształceń plastycznych zanika zdolność do równomiernego odkształcania materiału. Płynięcie nie jest kontrolowane powierzchniami roboczymi narzędzi. Następuje utrata stateczności plastycznego płynięcia, która w przypadku materiałów w pełni ciągliwych i nadplastycznych ujawnia się albo bezzłomowym rozdzieleniem, albo pofałdowaniem kształtowanego wyrobu (rys.1a, rys.1b) [10,11]. W przypadku użycia materiałów o niepełnej ciągliwości dochodzi do utraty spójności materiału. Tworzą się pęknięcia, które przyjmują położenie promieniowe, czyli prostopadłe do działających naprężeń obwodowych (rys.1c) [12]. Natomiast powierzchnie utworzonych przełomów mogą utworzyć się w płaszczyźnie nachylonej pod różnymi kątami do kierunku obwodowego, mianowicie w przypadku materiałów kruchych pod kątem 90^o (przełom rozdzielczy) oraz w przypadku materiałów plastycznych pod kątem około 45^o (przełom poślizgowy). Utrata spójności materiału przyczynia się do zmniejszenia tych naprężeń, które ją wywołują. Stąd liczba pęknięć w wyciskanym materiale wynika z dojścia do takiego obniżonego poziomu naprężeń, który nie jest już w stanie doprowadzić do utworzenia dodatkowych pęknięć pomiędzy już istniejącymi.

Zasady prawidłowego projektowania narzędzi

Dowolnie duże odkształcenia plastyczne można osiągnąć tylko wówczas, gdy zachowane są jednocześnie dwa warunki, mianowicie pełnej ciągliwości odkształcanego materiału i stateczności plastycznego płynięcia [10,11]. W procesach przeróbki plastycznej wymaganą ciągliwość materiału można osiągnąć dzięki zastosowaniu takiego kształtu narzędzi, który jest w stanie zapewnić odpowiedni poziom naprężeń hydrostatycznych w kotlinie odkształcenia. Spełnienie tego warunku jest jednak łatwe tylko przy zamkniętym przepływie metalu [13]. W przypadku narzędzi otwartych maksymalną plastyczność osiąga się głównie dzięki zastosowaniu odpowiednich temperatur i prędkości odkształcenia. Spełnienie drugiego warunku, mianowicie stateczności plastycznego płynięcia w procesach przeróbki plastycznej można również osiągnąć przez zastosowanie odpowiedniego kształtu narzędzi, jednakże w tym przypadku zapewnienie wysokich ciśnień hydrostatycznych nie jest wymagane. Zachowanie zerowej wartości średniego naprężenia (s_m=0) jest w pełni wystarczające do osiągnięcia stateczności plastycznego płynięcia.

Zatem niekorzystny przebieg promieniowego płynięcia można poprawić przez wprowadzenie czynnych odkształceń osiowych, które powinny co najmniej zrównoważyć negatywne skutki naprężeniowe wywołane rozciągającymi odkształceniami obwodowymi. Jednakże w procesach wyciskania promieniowego nie można czynnych ściskających odkształceń osiowych osiągnąć za pomocą ruchu narzędzi, gdyż poza ruchem stempla pozostałe powierzchnie robocze narzędzi nie ulegają przemieszczaniu. W tym przypadku czynne odkształcenia osiowe można zapewnić jedynie przez zastosowanie odpowiednio nachylonych powierzchni roboczych wykroju matrycowego.

Zgodnie z wynikami pracy [11] charakterystycznym profilem narzędziowym, zapewniającym wystarczająco poprawne warunki płynięcia w procesach wyciskania promieniowego, jest krzywoliniowy profil odpowiadający hiperboli równoramiennej

h r = const (1)

gdzie h jest wysokością wykroju matrycowego mierzoną w odległości promieniowej r.

Zależność (1) została wyprowadzona teoretycznie na podstawie warunku, zgodnie z którym dopuszcza się występowanie zerowej wartości średniego naprężenia (s_m=0) jedynie w najniebezpieczniejszym miejscu kształtowanego wyrobu, to znaczy na jego powierzchni swobodnej, czyli powierzchni zewnętrznej nie stykającej się z powierzchnią narzędzi. W tym miejscu naprężenia promieniowe są równe zero (s_r=0), zatem niekorzystne, dodatnie naprężenia obwodowe s_q należy zrównoważyć korzystnymi, ujemnymi naprężeniami osiowymi s_z. Oznacza to, że na powierzchni swobodnej powinny występować stany prostego ścinania obwodowo-osiowego (s_q=-s_z).

Hiperbola (1) swoim kształtem określa najmniejszą dopuszczalną zbieżność wykroju, która zapewnia zachowanie stateczności plastycznego płynięcia we wszystkich etapach procesu. Wynika stąd, że narzędzia mogą w pełni kontrolować płynięcie metalu wówczas, gdy wysokość wykroju h maleje proporcjonalnie do wzrostu odległości promieniowej r, a także, co ma bardzo istotne znaczenie w zastosowaniach praktycznych, maleje w stopniu zbliżonym lub większym w stosunku do hiperboli równoramiennej (1). Zatem, chcąc zastosować w praktyce profil narzędziowy łatwiejszy w wykonaniu, należy dokonać odpowiedniej linearyzacji profilu hiperbolicznego [14]. W pełni bezpieczne warunki płynięcia przy dużych odkształceniach plastycznych można osiągnąć tylko wówczas, gdy kąty nachylenia powierzchni narzędzi zlinearyzowanych w stosunku do profilu hiperbolicznego będą równe lub większe od kątów określonych stycznymi do hiperboli.

a

b

c

Rys.3. Próbki otrzymane wyciskaniem promieniowym przy zastosowaniu zbieżnych wykrojów matrycowych o kształcie wynikającym z dwuodcinkowej linearyzacji hiperboli (1): a) aluminium (99,992 % Al) o pełnej ciągliwości (20 ^oC), b) stop PbSn20 o cechach nadplastycznych (140 ^oC), c) duraluminium PA6 w stanie półciekłym (580 ^oC)

Rys.4. Korzystny stan naprężenia występujący podczas wyciskania promieniowego aluminium na zimno (m=0,4) przy zastosowaniu zbieżnych wykrojów matrycowych o kształcie wynikającym z dwuodcinkowej linearyzacji hiperboli (1)

W przypadku zastosowania narzędzi o zbieżnym kształcie, wyznaczonym zgodnie z przesłankami teoretycznymi przedstawionymi wyżej, zarówno badania doświadczalne jak i przeprowadzone symulacje procesów potwierdziły pełną przydatność zaprojektowanego kształtu narzędzi do wyciskania promieniowego metali (rys.3a, rys.3b, rys.3c) [11,12]. W każdym miejscu promieniowe płynięcie jest kontrolowane powierzchniami roboczymi narzędzi. Wszędzie, z wyjątkiem powierzchni swobodnej, występuje wszechstronnie ściskający stan naprężenia, s_m<0 (rys.4) [12].

Głównym celem niniejszej pracy jest przeprowadzenie badań nad możliwością wykorzystania innych sposobów projektowania narzędzi, które również będą w stanie w pełni kontrolować płynięcie w procesach wyciskania promieniowego. Dotychczas badano procesy, w których stateczność plastycznego płynięcia osiągano dzięki narzędziom, które wymuszały płynięcie metalu przy udziale odpowiednio wysokich ściskających naprężeń osiowych (s_z<0), równoważących niekorzystny wpływ rozciągających naprężeń obwodowych [10,11,12]. W przedstawianej pracy przyjęto następującą tezę: wymagane warunki zachowania stateczności plastycznego płynięcia można osiągnąć nie tylko narzędziami wymuszającymi ściskanie metalu w kierunku osiowym (s_z<0), ale także narzędziami wymuszającymi ściskanie w kierunku promieniowym (s_r<0).

Narzędzia przeznaczone do procesów wyciskania promieniowego zbudowane są na ogół z trzech głównych części: stempla, pojemnika i matrycy. Pomiędzy dolną powierzchnią pojemnika a powierzchnią czołową matrycy znajduje się wykrój matrycowy. Wypełnianie tego wykroju rozpoczyna się od środkowej części, czyli od otworu pojemnika. W otworze pojemnika znajduje się materiał wyjściowy, na który działa stempel z taką siłą, zmieniającą się w poszczególnych etapach procesu, która jest niezbędna do pokonania wszystkich sił wewnętrznych i zewnętrznych, mianowicie związanych z oporem plastycznym i oporem płynięcia kształtowanego metalu. Wymagany stan naprężenia w materiale kształtowanym może być osiągany przez odpowiedni dobór kształtu wykroju matrycowego. Osiągnięcie ściskających naprężeń osiowych jest stosunkowo łatwe, gdyż wystarczy zastosować odpowiednie kąty nachylenia powierzchni roboczych wykroju matrycowego. Natomiast poprawa warunków płynięcia przez zapewnienie odpowiedniego poziomu ściskających naprężeń promieniowych jest znacznie trudniejsza. Siły tarcia przyczyniają się do hamowania promieniowego płynięcia, a tym samym do wzrostu ściskających naprężeń promieniowych. Jednakże ich wpływ na hydrostatyczny stan naprężenia jest istotny jedynie w środkowej części kształtowanego wyrobu, a nie zewnętrznej, gdzie występują najniebezpieczniejsze warunki płynięcia metalu. Przeciwciśnienie, osiągane naciskiem dodatkowych elementów narzędziowych lub ciśnieniem cieczy, jest trudne do osiągnięcia w procesach wyciskania promieniowego. Innym sposobem zapewnienia przeciwciśnienia jest wyciskanie promieniowe wyrobów z dodatkowym pierścieniem zewnętrznym lub płaszczem hamującym promieniowe płynięcie. Jednakże zastosowanie tego rozwiązania w praktyce może mieć ekonomiczne uzasadnienie jedynie w przypadku wyrobów wytwarzanych z drogich materiałów. Analizując kształty wyrobów wytwarzanych wszystkimi metodami kuźniczymi, można zauważyć, że wiele z nich charakteryzuje się powierzchniowymi uskokami, pionowymi ściankami i otworami. Zatem zgodnie z wyżej sprecyzowaną tezą, przyjęto założenie, że takie elementy wyrobu mogą stworzyć sprzyjające warunki do osiągnięcia pożądanego stanu naprężenia dzięki wzrostowi ściskających naprężeń promieniowych, a tym samym do łatwego wytwarzania ich metodą wyciskania promieniowego.

Symulacja procesów i analiza uzyskanych wyników

Do symulacji procesów wyciskania promieniowego na zimno wyrobów o maksymalnej średnicy zewnętrznej f60 mm przyjęto materiał wyjściowy z aluminium technicznej czystości o średnicy f20 mm. Oznacza to, że zaproponowano technologię kształtowania wyrobów objętościowych wiążącą się z ośmiokrotnym przyrostem pola powierzchni w stosunku do materiału wyjściowego.

W celu udowodnienia wysuniętej tezy i oceny przydatności nowego rozwiązania technologicznego, do analizy przyjęto płaski kształt wykroju matrycowego, który bez dodatkowych elementów narzędziowych, jak wykazują wyniki prac [10,11,12], nie może być stosowany w procesach wyciskania promieniowego. Wobec tego w płaskim wykroju na obwodzie okręgu o średnicy f40 mm umocowano osiem pionowych trzpieni narzędziowych o średnicy f10 mm, by przez zwiększenie oporów promieniowego płynięcia osiągnąć wystarczająco duży wzrost ściskających naprężeń promieniowych, zapewniający prawidłowe warunki kształtowania złożonych wyrobów. Przebieg płynięcia aluminium analizowano zarówno w warunkach beztarciowych jak i z udziałem dość znacznego tarcia, przyjmując współczynniki tarcia wynoszące m=0 oraz m=0,4.

Do symulacji procesów użyto programu FORGE3 v.5.3, odznaczającego się szczególnie dużą przydatnością przy rozpatrywaniu trójwymiarowych procesów przeróbki plastycznej. W celu zwiększenia dokładności obliczeń dokonano zagęszczenia liczby elementów skończonych w najistotniejszym obszarze wyciskania promieniowego, mianowicie obejmującym wykrój matrycowy wraz z obszarem wejściowym. Rysunek narzędzi opracowano za pomocą programu IDEAS MS6.

Na podstawie otrzymanych wyników symulacji procesów wyciskania promieniowego stwierdzono, że w przypadku zastosowania płaskich wykrojów matrycowych można osiągnąć prawidłowe warunki wyciskania promieniowego tylko wówczas, gdy płynięcie metalu w kierunku zewnętrznym jest hamowane dodatkowymi elementami narzędziowymi, powodującymi jedno lub wieloetapowe spęczanie promieniowe kształtowanego materiału na obwodzie zewnętrznym wyciskanego wyrobu (rys.5). O prawidłowości przebiegu płynięcia świadczy fakt, że wszystkie ścianki narzędzi w sposób czynny kontrolują przebieg odkształcania metalu i w żadnym miejscu nie dochodzi do znacznych odkształceń plastycznych w obecności naprężeń wszechstronnie rozciągających (s_m>0). Jak można zauważyć, we wszystkich etapach osiągany jest odpowiedni poziom stanu hydrostatycznego, który zapewnia prawidłowe warunki wypełniania wykroju matrycowego zarówno bez udziału jak i z udziałem sił tarcia (rys.6, rys.7).

a

b

Rys.5. Przebieg kształtowania wyrobów wyciskaniem promieniowym z zastosowaniem płaskiego wykroju matrycowego i ośmiu trzpieni narzędziowych: a) m=0, b) m=0,4

a

b

c

d

Rys.6. Korzystny stan naprężenia występujący we wszystkich etapach kształtowania wyrobu wyciskaniem promieniowym aluminium na zimno (m=0)

a

b

c

d

e

Rys.7. Korzystny stan naprężenia występujący we wszystkich etapach kształtowania wyrobu wyciskaniem promieniowym aluminium na zimno (m=0,4)

Najniebezpieczniejszym etapem procesu jest etap pierwszy, w którym nie dochodzi jeszcze do spęczania promieniowego, natomiast zaczynają się pojawiać coraz większe rozciągające naprężenia obwodowe s_q. Wskutek tego następuje stopniowa redukcja grubości wyciskanego metalu w kierunku osiowym (e_z<0), ujawniająca się niepełnym wypełnianiem wysokości wykroju (rys.6a i rys.7a). Tylko w przypadku metali o wysokiej plastyczności, charakteryzujących się dużymi wydłużeniami (odkształceniami) równomiernymi A_r, pierwszy etap procesu można realizować przy udziale naprężeń rozciągających w dość znacznym zakresie odkształceń plastycznych. W przypadku niskoplastycznych metali jest to niemożliwe. Zachodzi konieczność umieszczania trzpieni narzędziowych bardzo blisko otworu pojemnika, co jednak w praktyce zbyt mocno zawęża możliwości technologiczne kształtowania złożonych wyrobów. Zatem przy dużej odległości trzpieni od otworu pojemnika można wykorzystać sposób projektowania narzędzi przedstawiony w pracach [11,12,14]. Zgodnie z tym sposobem, związanym z osiągnięciem ściskających naprężeń osiowych (s_z<0), należy przed trzpieniami zastosować zbieżny a nie płaski kształt wykroju matrycowego. Kąty nachylenia powierzchni roboczych w rozpatrywanej części wykroju matrycowego powinny wynikać z linearyzacji krzywej hiperbolicznej (1) [14].

a

b

Rys.8. Siły procesu wyciskania promieniowego aluminium na zimno, działające na stempel F_s, pojemnik F_p i matrycę F_m: a) bez udziału sił tarcia (m=0), b) z udziałem sił tarcia (m=0,4)

Pojawienie się w wykroju przeszkód hamujących promieniowe płynięcie, w postaci ośmiu trzpieni narzędziowych rozmieszczonych obwodowo, przyczynia się do spęcznia promieniowego metalu, zapewniającego wypełnianie całej wysokości wykroju matrycowego (rys.6b i rys.7b). Ten etap procesu przyczynia się do wzrostu sił działających na poszczególne elementy narzędziowe: stempel F_s, pojemnik F_p i matrycę F_m (rys.8a i rys.8b). W wyniku działania trzpieni narzędziowych dochodzi do podziału kołowego kołnierza na osiem ramion, które w miarę zachodzącego procesu w sposób ciągły zwiększają swoją długość promieniową (rys.6c i rys.7c). Ten etap wyciskania jest w pełni bezpieczny, gdyż zachodzący proces wyodrębnienia płynących strug metalu odpowiada naturalnej tendencji do plastycznego lub kruchego rozdzielania materiałów wyciskanych promieniowo, o czym świadczą wyniki badań doświadczalnych (rys.1a i rys.1c). W pewnym stopniu następuje przekształcenie procesu wyciskania promieniowego w proces wyciskania bocznego. Często w praktyce przemysłowej zachodzi potrzeba kształtowania wyrobów o bardzo złożonym kształcie. Wyciskanie promieniowe daje taką możliwość, czego wyraźnym przykładem jest czwarty etap analizowanego procesu (rys.6d i rys.7d). Dzięki pionowej powierzchni zewnętrznej, obejmującej w tym przypadku całą wysokość wykroju matrycowego, można dokonać drugiego etapu spęczania promieniowego, który oprócz poprawy stanu hydrostatycznego zapewnia jednocześnie możliwość ukształtowania złożonego wyrobu. Ten etap procesu przyczynia się także do intensywnego wzrostu sił działających na narzędzia, zwłaszcza na pojemnik F_p i matrycę F_m (rys.8a i rys.8b). Wynika to z wyraźnego wzrostu pola powierzchni styku metalu z powierzchniami roboczymi pojemnika i matrycy. Każdy z przedstawionych etapów wyciskania promieniowego może stanowić przykład technologii otrzymania pięciu różnych wyrobów (rys.5, rys.7a-e). Poza tym w przypadku procesów realizowanych w wysokich temperaturach, na przykład na gorąco lub w stanie półciekłym, występuje możliwość ukształtowania jeszcze bardziej złożonych wyrobów, mianowicie z otworami, za którymi dochodzi do zetknięcia się metalu, uprzednio rozdzielonego, i trwałego zgrzania. Otrzymanie wyrobów z otworami metodami konwencjonalnymi, a w szczególności bez strat materiałowych i bez obróbki skrawaniem, jest niemożliwe.

W procesie wyciskania promieniowego przy zastosowaniu trzpieni narzędziowych można wyróżnić cztery rodzaje sił działających w kierunku osiowym z, mianowicie: siłę działającą na stempel F_s, pojemnik F_p, matrycę F_m i trzpienie F_t. Na rys.8 nie przedstawiono wykresów sił F_t. Z uwagi na bardzo małą wartość sił działających na trzpienie, jej wykresem jest linia pokrywająca się z osią odciętych (F_t»0). Zgodnie z warunkiem równowagi sił można określić następującą zależność:

F_s + F_p + F_m + F_t = 0 (2)

Siły działające w kierunku osiowym na trzpienie wynikają jedynie z sił tarcia, które stwarzają nieznaczne opory płynięcia metalu przy pionowym przemieszczaniu się metalu na ich walcowej powierzchni. Z uwagi na małą ich powierzchnię roboczą i prawie równoważne płynięcie w kierunku zgodnym i przeciwnym do osi z, siły F_t są nieznaczne nawet przy dużym współczynniku tarcia. Zgodnie z rys.8a widać, że w przypadku braku tarcia (m=0) suma sił (2) w analizowanym etapie procesu (Dh=20 mm) wynosi

F_s + F_p + F_m + F_t = 29,7 + 42,6 – 72,3 + 0 = 0 (3)

Natomiast przy współczynniku tarcia, wynoszącym m=0,4 (rys.8b), na wszystkie trzpienie działają niewielkie siły skierowane przeciwnie do zwrotu osi z, F_t=-0,2 kN. Wynika to z zależności (2), mianowicie

F_s + F_p + F_m + F_t = 46,9 + 71,1 – 117,8 – 0,2 = 0 (4)

Ze względu na to, że pojemnik ma dwie powierzchnie robocze, siła F_p wynika z sumarycznego działania dwóch sił, mianowicie siły tarcia występującej na powierzchni otworu pojemnika T_pt oraz siły pochodzącej od bezpośredniego nacisku osiowego metalu na powierzchnię roboczą pojemnika w obszarze wypełnianego wykroju matrycowego F_pm, czyli

F_p = T_pt + F_pm (5)

Tylko przy braku tarcia (T_pt=0), siła działająca na pojemnik jest jednocześnie siłą nacisku osiowego metalu na powierzchnię roboczą pojemnika w wykroju matrycowym, czyli F_p=F_pm (rys.8a). Z tego względu w pierwszym etapie procesu (rys.6a), kiedy dochodzi do pewnej redukcji grubości zapoczątkowanego kołnierza wyrobu, siły działające na powierzchnię dolną pojemnika wynoszą F_p=F_pm =0 (rys.8a). Podobna zależność zachodzi w przypadku działania sił tarcia (rys.7a), z tą jednak różnicą, że w pierwszym etapie procesu w otworze pojemnika występują siły tarcia F_p=T_pt<0, czyli o zwrocie przeciwnym do osi z (rys.8b).

Podsumowanie i wnioski

Zachowanie stateczności plastycznego płynięcia jest możliwe tylko w przypadku zastosowania wykrojów matrycowych będących w stanie kształtować wyroby w obecności naprężeń wszechstronnie ściskających (s_m<0), czyli wówczas, gdy ściskające naprężenia osiowe i promieniowe będą przeważać nad dodatnimi naprężeniami obwodowymi. Na podstawie wyników symulacji i badań doświadczalnych, przeprowadzonych we wcześniejszych pracach autorów, stwierdzono, że takie warunki spełniają przede wszystkim wykroje matrycowe o kształcie zbieżnym, które wymuszają płynięcie metalu przy udziale odpowiednio wysokich ściskających naprężeń osiowych (s_z<0). Nie mogą to być wykroje płaskie, gdyż nie wywołują ściskających naprężeń osiowych. Jednakże, jak wykazały wyniki badań zawarte w niniejszej pracy, występuje drugi sposób, który nawet w przypadku zastosowania wykrojów matrycowych o kształcie płaskim, zapewnia osiągnięcie prawidłowych warunków wyciskania promieniowego.

Na podstawie otrzymanych wyników symulacji stwierdzono, że w celu niedopuszczenia do pojawienia się wysokich rozciągających naprężeń obwodowych (s_q>0), płynięcie metalu w kierunku zewnętrznym powinno być hamowane dodatkowymi elementami narzędziowymi, na przykład trzpieniami i występami, których powierzchnie robocze usytuowane są prostopadle do kierunku promieniowego. Dzięki wywołaniu ściskających naprężeń promieniowych (s_r<0) dochodzi do spęczania promieniowego kształtowanego materiału i całkowitego wypełnienia płaskiego wykroju matrycowego. Wszystkie ścianki narzędzi w sposób czynny kontrolują przebieg odkształcania metalu. Kształtowanie wyrobu następuje w obecności wszechstronnie ściskających naprężeń (s_m<0).

Stwierdzono, że szczególnie korzystne warunki płynięcia osiąga się dzięki umieszczeniu pionowych trzpieni narzędziowych w płaskim wykroju matrycowym, które dzielą odkształcany metal na kilka promieniowo płynących strug. Zachodzący proces wyodrębnienia płynących strug metalu odpowiada naturalnej tendencji do plastycznego rozdzielania materiałów wyciskanych promieniowo, o czym świadczą wyniki badań doświadczalnych.

L i t e r a t u r a

1. Richert J., Zasadziński J., Richert M., Libura W: Plastic Forming Composites in the Semi-Liquid State, Arch. of Metallurgy, 39(1994)1, 71-85

2. Balendra R., Qin Y.: FE Simulation of the Development of Flaws during Injection Forging, Int. J. Mach. Tools Manufact. 1994, t. 34, nr 6, s. 1091-1101

3. Balendra R.: Process Mechanics of Injection Upsetting, Int. J. Mach. Tool Des. Res. 1985, t.25, s. 63-73

4. Balendra R.: Considerations in the Modelling of Injection Upsetting, Int. J. Prod. Res. 1987, t. 25, s. 889-906

5. Balendra R.: Pressure to Effect Injection Forming, Int. Adv. Manufact. Enging. 1990, nr 2, 32-36

6. Balendra R.: Exit-geometry for Injection Forming, 4th Int. Conf. On Manufact. Enging., Brisbane, Australia, 1988, s.11-17

7. Andersen B., Andersen C.: Radial Extrusion of Tubular Components, M.Sc. Project 1991, Technical University of Denmark, Publication No. MM 91.27, s. 1-316

8. Osen W., Schatzle W.: Chances and Limits of Radial Extrusion, Proc. 7th Int. Cold Forging Congress, Birmingham, U.K. (1985)

9. Geiger R.: Near-nett Shape Forming by Radial Extrusion, Proc. 7th Int. Cold Forging Congress, Birmingham, U.K. (1985)

10. Richert J.: Stability Conditions of Metal Flow in Radial Extrusion, Zeitschrift fur Metalkunde 1988, t. 79, nr 4, s. 248-251

11. Richert J.: Analiza wpływu kształtu narzędzi na zachowanie stateczności plastycznego płynięcia podczas wyciskania promieniowego metali, Metalurgia i Odlewnictwo 1991, nr 1405, Zesz. Nauk. AGH, z. 135, (Monografia), s. 1-104

12. Mroczkowski M., Richert J.: Numeryczne symulacje procesów uwzględniające zachowanie stateczności plastycznego płynięcia, Rudy Metale 2001, t. 46, nr 9 (w druku)

13. Richert J.: Optymalne warunki odkształcenia plastycznego materiałów metodą cyklicznego wyciskania ściskającego (CWS), część I, Inżynieria Materiałowa 2000, t.21, nr 4, s. 156-160

14. Richert J., Zasadziński J.: Narzędzie do wyciskania promieniowego wyrobów użebrowanych zewnętrznie, Patent nr 161553 (1990)

Pracę wykonano częściowo w ramach projektu badawczego KBN Nr 0968/T08/2000/19.

mamrocz